DEPARTAMENTO DE CIENCIAS DE LA TIERRA Y LA CONSTRUCCIÓN
CARRERA DE INGENIERÍA CIVIL
TESIS PREVIO A LA OBTENCIÓN DEL TÍTULO DE INGENIERO CIVIL
AUTOR: GONZALO EDUARDO LARA SALAZAR
TEMA: DISEÑO SISMORESISTENTE DE CONEXIONES EMPERNADAS DE ACERO
EN EDIFICIOS
DIRECTOR: ING. MARCELO GUERRA
CODIRECTOR: ING. ERNESTO PRO
SANGOLQUÍ, ENERO 2014
I
CERTIFICACIÓN
Certifico que el presente trabajo fue realizado en su totalidad por el Sr. GONZALO EDUARDO LARA SALAZAR como requerimiento parcial a la obtención del título de INGENIERO CIVIL. _________________________ Sangolquí, Enero del 2014
_____________________________ ___________________________ ING. MARCELO GUERRA ING. ERNESTO PRO
DIRECTOR CODIRECTOR
REVISADO POR
___________________
ING. PATRICIO ROMERO
DIRECTOR DE LA CARRERA DE INGENIERIA CIVIL
II
DECLARACIÓN DE RESPONSABILIDAD
SR. GONZALO EDUARDO LARA SALAZAR
DECLARO QUE:
El Proyecto de grado denominado “DISEÑO SISMORESISTENTE DE
CONEXIONES EMPERNADAS DE ACERO EN EDIFICIOS”, ha sido
desarrollado con base a la investigación exhaustiva, respetando derechos
intelectuales de terceros, conforme las citas que constan al pie de las
páginas correspondientes, cuyas fuentes se incorporan en la bibliografía.
Consecuentemente éste trabajo es de mi autoría.
En virtud de esta declaración, me responsabilizo del contenido, veracidad y
alcance científico del proyecto de grado en mención.
Sangolquí, Enero del 2014 ________________________________ GONZALO EDUARDO LARA SALAZAR
III
AUTORIZACIÓN
YO, GONZALO EDUARDO LARA SALAZAR
Autorizo a la Universidad Fuerzas Armadas - ESPE la publicación en la
biblioteca virtual del trabajo “DISEÑO SISMORESISTENTE DE CONEXIONES
EMPERNADAS DE ACERO EN EDIFICIOS”, cuyo contenido, ideas y criterios
son de mi exclusiva responsabilidad y autoría.
Sangolquí, Enero del 2014
________________________________ GONZALO EDUARDO LARA SALAZAR
IV
DEDICATORIA
A Dios, por brindarme sus bendiciones y regalarme una familia maravillosa.
A mi padres, por todo su cariño, confianza y por estar conmigo en todo
momento. Gracias por darme la posibilidad de tener una carrera y salir
adelante.
A mis hermanas y familia por siempre brindarme su apoyo, cariño y estar
pendientes de mí.
Gonzalo Lara S.
V
AGRADECIMIENTOS
Quiero agradecer a cada una de las personas que han sido parte de mi
formación académica en la carrera de Ingeniería Civil de la Escuela Politécnica
del Ejército, por contribuir con sus conocimientos y experiencia en mi formación
personal
A los Ingenieros Marcelo Guerra Avendaño y Ernesto Pro, por el tiempo,
apoyo, y orientación brindada en esta investigación.
Gonzalo Lara S.
VI
INDICE DE CONTENIDOS
CAPÍTULO I: ................................................................................................................. 1
DISEÑO SISMORESISTENTE DE CONEXIONES EMPERNADAS
DE ACERO EN EDIFICIOS ......................................................................................... 1
1.1 GENERALIDADES ................................................................................................... 1 1.1.1 Sencillez................................................................................................................... 2 1.1.2 Continuidad ............................................................................................................. 3 1.1.3 Economía ................................................................................................................. 3 1.2 ANTECEDENTES ..................................................................................................... 3
1.3 JUSTIFICACIÓN E IMPORTANCIA ....................................................................... 5 1.4 OBJETIVO GENERAL DEL PROYECTO............................................................... 7 1.5 OBJETIVOS ESPECÍFICOS ..................................................................................... 7
1.6 ALCANCE DEL PROYECTO .................................................................................. 7 1.7 METODOLOGÍA ..................................................................................................... 10 1.7.1 Método Inductivo-Deductivo ................................................................................ 10 1.7.2 Modalidad de Investigación Bibliográfica. ........................................................... 10
1.7.3 Procesamiento y selección de Información ........................................................... 10 CAPÍTULO II: .............................................................................................................. 11
PERNOS Y SU RESISTENCIA .................................................................................. 11 2.1 INTRODUCCIÓN .................................................................................................... 11 2.2 PERNOS ................................................................................................................... 12
2.2.1 TIPOS DE PERNOS DE ACERO ESTRUCTURAL ........................................... 13
2.2.2 TUERCAS ............................................................................................................. 18 2.2.3 ARANDELAS ....................................................................................................... 21 2.2.4 VENTAJAS EN CONEXIONES EMPERNADAS .............................................. 23
2.2.5 RESISTENCIA DE DISEÑO POR TENSIÓN ÚLTIMA
DE PERNOS DE ALTA RESISTENCIA ...................................................................... 24 2.2.6 PERNOS APRETADOS SIN HOLGURA Y PERNOS
COMPLETAMENTE TENSADOS ............................................................................... 25
2.2.7 DISTANCIAS AL BORDE Y ESPACIAMIENTOS
MINIMOS DE LOS PERNOS ....................................................................................... 27 2.2.8 RESISTENCIA DE DISEÑO POR CORTANTE DE
PERNOS DE ALTA RESISTENCIA ............................................................................ 32
2.2.9 PERNOS EN COMBINACIÓN CON SOLDADURA ......................................... 34 2.2.10 RESISTENCIA DE PERNOS DE ALTA RESISTENCIA
ASTM A 325 Y ASTM A490 ........................................................................................ 37
CAPÍTULO III: ............................................................................................................ 52 CONEXIONES EMPERNADAS ................................................................................ 52 3.1 INTRODUCCIÓN .................................................................................................... 52 3.2 PARTES EMPERNADAS ....................................................................................... 54 3.2.1 Material de la Conexión ........................................................................................ 54
3.2.2 Condiciones de la Superficie ................................................................................. 54 3.2.3 Tipos de Agujeros .................................................................................................. 56 3.3 ÁREAS TOTALES NETAS Y EFECTIVAS .......................................................... 57 3.3.1 Áreas Totales o gruesas ......................................................................................... 57
3.3.2 Áreas Netas ............................................................................................................ 58 3.4 MECANISMOS DE TRANSMISIÓN DE LA CARGA ......................................... 67
VII
3.4.1 Conexiones tipo fricción ........................................................................................ 67
3.4.2 Conexiones tipo aplastamiento. ............................................................................. 70 3.5 MODOS DE FALLA................................................................................................ 75 3.5.1 Falla Del Sujetador ................................................................................................ 77 3.5.2 FALLA DE LAS PARTES CONECTADAS ........................................................ 78
3.6 RESISTENCIA POR APLASTAMIENTO ............................................................. 80 3.7 CONEXIONES TIPO FRICCIÓN Y APLASTAMIENTO ..................................... 85 3.7.1 CONEXIONES MIXTAS ..................................................................................... 88 3.7.2 TRANSMISIÓN DE CARGA Y TIPOS DE CONEXIONES .............................. 89 3.8 CONEXIONES EXCÉNTRICAS ............................................................................ 94
3.8.1 Conexiones excéntricas empernadas ..................................................................... 94 3.8.2 Conexiones Excéntricas Empernadas: Sólo Cortante ............................................ 96
3.8.3 Análisis Elástico .................................................................................................... 97 3.8.4 Análisis Por Resistencia Última .......................................................................... 101 3.8.5 Conexiones Excéntricas Empernadas: Cortante más Tensión ............................. 105 3.9 CONEXIONES A MOMENTO ............................................................................. 107 3.9.1 Tipo FR – Totalmente restringida (estructuración rígida o continua). ................ 108
3.9.2 Tipo PR – Parcialmente restringida (estructuración semirrígida). ...................... 108 3.9.3 ATIESADORES DE COLUMNAS Y OTROS REFUERZOS .......................... 113 3.9.4 CONEXIONES CON PLACA DE EXTREMO ................................................. 125 CAPÍTULO IV: ............................................................................................................ 135
HOJAS DE CÁLCULO................................................................................................ 135 CAPÍTULO V: ............................................................................................................. 136
INSPECCIÓN Y CONTROL DE CALIDAD .............................................................. 136
5.1 INTRODUCCIÓN .................................................................................................. 136
5.1.1 CONTROL DE CALIDAD DE LA DOCUMENTACIÓN
DE PROYECTO. .......................................................................................................... 137 5.1.2 CONTROL DE CALIDAD DE LOS MATERIALES. ....................................... 137
5.1.3 CONTROL DE CALIDAD DE FABRICACIÓN. ............................................. 139 5.2 MACRO PROCESO DE FABRICACIÓN ............................................................ 142
5.2.1 RECEPCIÓN DE MATERIALES ...................................................................... 143 5.2.2 PREPARACIÓN DE PARTES ........................................................................... 143 5.2.3 ARMADO ........................................................................................................... 143 5.2.4 SOLDADURA..................................................................................................... 145
5.2.5 LIMPIEZA Y PINTURA .................................................................................... 147 5.3 CONTROL DE CALIDAD DEL MONTAJE........................................................ 150
5.3.1 Control de calidad de la documentación de montaje: .......................................... 150 5.3.2 Control de calidad del montaje: ........................................................................... 151 5.4 CONTROL DE EJECUCIÓN DE LA ESTRUCTURA METÁLICA ................... 152 5.5 INSPECCIÓN EN TALLER DE EJECUCIÓN DE
ESTRUCTURA METÁLICA ...................................................................................... 153
5.5.1 Actuaciones previas: ............................................................................................ 153 5.5.2 Datos preliminares: .............................................................................................. 154 5.5.3 Recepción del material base: ............................................................................... 155 5.5.4 Uniones empernadas: ........................................................................................... 159 5.6 SISTEMA DE COMPROBACIÓN DEL APRIETE DE PERNOS:...................... 161
5.6.1 Método del giro de la tuerca. ............................................................................... 161 5.6.2 Método de la llave calibrada. ............................................................................... 161
5.6.3 Indicador directo de tensión. ............................................................................... 162 5.6.4 Pernos de diseño alternativo. ............................................................................... 162
VIII
CAPÍTULO VI: .......................................................................................................... 164
CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ....................................................... 164 6.1 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES ..................................................... 164 BIBLIOGRAFIA Y NETGRAFIA .............................................................................. 166 BIBLIOGRAFÍA .......................................................................................................... 166
NETGRAFIA................................................................................................................ 167
IX
LISTADO DE TABLAS
CAPITULO II:
PERNOS Y SU RESISTENCIA
Tabla 1 Longitud a aumentar al grip de acuerdo al diámetro del perno ......... 16
Tabla 2 Dimensiones estándares de pernos y tuercas ...................................... 18
Tabla 3 Grado y Acabado de Tuercas/Arandelas ASTM A563/ASTM F436 . 20
Tabla 4 Dimensiones de Arandelas (en pulgadas) ............................................ 23
Tabla 5 Esfuerzo de Diseño de Sujetadores a Tensión Última ........................ 25
Tabla 6 Resistencia de Diseño a Tensión Última de Pernos de Alta ................ Resistencia ................................................................................................. 25 Tabla 7 Tensión mínima en Pernos de Alta Resistencia (kg) ........................... 27
Tabla 8 Valores del incremento C1 de Espaciamiento para ............................. determinar las separaciones mínimas de agujeros agrandados ....... 29
Tabla 9 Distancias mínimas a bordes (a) pulg (Centro del Agujero ................. Estándar (b) al borde de la parte conectada) ....................................... 30
Tabla 10 Valores del Incremento C2 para distancias al borde de los ................. agujeros agrandados en pulg. ................................................................. 31
Tabla 11 Esfuerzo de Diseño de Sujetadores de Alta Resistencia .................... 33
Tabla 12 Resistencia a Corte Simple Para Pernos de Alta Resistencia ........... 34
Tabla 13 Esfuerzos limites (Ft) sujetadores in conexiones. ................................ 48
CAPITULO III:
CONEXIONES EMPERNADAS
Tabla 14 Dimisiones Nominales de Agujeros ........................................................ 57
Tabla 15 Esfuerzos límites a tracción Ft para los conectores en ........................ conexiones tipo aplastamiento ................................................................ 70
X
LISTADO DE FIGURAS
CAPITULO II:
PERNOS Y SU RESISTENCIA
Figura 1 Perno de alta resistencia ...................................................................... 12 Figura 2 Perno de Alta resistencia ASTM A325 (NOM-H-124) ...................... 13
Figura 3 Longitud total de perno de 1 plg. de diámetro con un grip de ........... 2 plg. ........................................................................................................ 16 Figura 4 Tuerca ASTM A563 DH ........................................................................ 18 Figura 5 Arandela ASTM F436 ............................................................................ 21
Figura 6 Definiciones en una Conexión Empernada ....................................... 28 Figura 7 Viga Armada con Planchas Empernadas y Soldadas ..................... 35
Figura 8 Perno a Tracción ................................................................................... 37
Figura 9 Curva Típica Tracción-Elongación ...................................................... 37
Figura 10 Fractura del perno por tracción ........................................................... 38
Figura 11 Junta Empernada ................................................................................... 40 Figura 12 Diagrama de cuerpo libre del perno ................................................... 40
Figura 13 Roscas fuera de los planos de corte .................................................. 41 Figura 14 Roscas dentro de los planos de corte ................................................ 42
Figura 15 Junta empernada con dos planos de corte ....................................... 43 Figura 16 Diagrama de cuerpo libre ..................................................................... 43
Figura 17 Junta empernada en cortante .............................................................. 44 Figura 18 Distribución de carga en los pernos de una junta empernada ....... 45
Figura 19 Perno a cortante y tracción .................................................................. 47
Figura 20 Diagrama en Interacción ....................................................................... 48
Figura 21 T Estructural conectada al patín .......................................................... 49
Figura 22 Curva Elíptica de Interacción ............................................................... 50
CAPITULO III:
CONEXIONES EMPERNADAS
Figura 23 Trayectorias potenciales de falla ......................................................... 62 Figura 24 Conexión de un ángulo a una placa .................................................. 63
Figura 25 Distancia del centroide del área conectada al plano ........................ de la conexión ........................................................................................ 64
Figura 26 Longitud de la conexión en la dirección de la carga ........................ 65 Figura 27 Tipos de conexiones (valores de reducción) ..................................... 67
Figura 28 Fuerza de Apriete .................................................................................. 68 Figura 29 Curva de intersección para esfuerzos combinados. ........................ 71
Figura 30 Eje Neutro ............................................................................................... 73
Figura 31 Conexión Traslapada ............................................................................ 77
XI
Figura 32 Conexión empernada agujero ligeramente más grande .................. que el perno ............................................................................................ 79
Figura 33 Separación entre pernos ...................................................................... 80
Figura 34 Distancia al borde y entre pernos ...................................................... 84
Figura 35 a) Conexión traslapada b) Conexión a tope ...................................... 90 Figura 36 a) Conexión de un colgante b) Pernos en cortante múltiple......... 93
Figura 37 Conexión de una viga con ángulo ....................................................... 95
Figura 38 Conexión de una ménsula .................................................................... 96 Figura 39 Carga excéntrica y área de los sujetadores ...................................... 98
Figura 40 Componentes x y y de una carga P .................................................. 100 Figura 41 Fuerzas en los sujetadores ................................................................ 103
Figura 42 Ménsula formada por una T estructural ........................................... 105
Figura 43 Diagrama de fuerzas ........................................................................... 107
Figura 44 Conexión Viga - Columna a momento ............................................. 112
Figura 45 Conexión reforzada con atiesadores ................................................ 113 Figura 46 Longitud del alma de las columnas ................................................... 118
Figura 47 Espesor de atiesadores ...................................................................... 121 Figura 48 Zona de Tablero ................................................................................... 122
Figura 49 Conexión con placa de extremo ........................................................ 126
Figura 50 Conexión tipo T .................................................................................... 127
Figura 51 Consideración sobre los atiesadores ............................................... 133
CAPITULO V:
INSPECCIÓN Y CONTROL DE CALIDAD
Figura 52 Selección de áreas y puntos de medición para estructuras .............. de menos de 27 m2. ............................................................................ 148
Figura 53 Selección de áreas y puntos de medición para elementos .............. mayores a 27 m2. ................................................................................. 149
XII
EXTRACTO
El presente trabajo contiene información necesaria para dar solución a uno de
los aspectos más importantes y difíciles de resolver en un proyecto
desarrollado en elementos estructurales de acero. El diseño de conexiones
empernadas es un tema que no ha tenido la suficiente cabida dentro del diseño
de estructuras de acero, es importante tener en cuenta que son zonas críticas
por la formación de rotulas plásticas, pandeo local, pandeo lateral, etc. debido
a la concentración de esfuerzos considerables. Por este motivo es
indispensable tener un control de todos los procesos desde la selección del
material hasta la inspección al momento de ajustar las conexiones según los
requerimientos de diseño. Esta investigación tiene como objetivo fundamental
ser una herramienta para facilitar el diseño en los diferentes tipos de
conexiones que se podrían presentar en edificaciones de acero, adecuadas a
las limitaciones y restricciones que surgen al momento de realizar un diseño
siguiendo las directrices del AISC-LRFD.
Palabras claves:
Coplanares
Gramil
Apretado sin holgura
Punzonado
Barrenado
XIII
ABSTRACT
This paper contains information necessary to solve one of the most important
and difficult to solve in a project developed in structural steel elements aspects.
The design of bolted connections is an issue that has not been sufficiently
accommodated within the design of steel structures, it is important to note that
critical areas are the formation of plastic hinges, local buckling, lateral buckling,
etc., due to the concentrations of considerable efforts. For this reason it is
essential to keep track of all processes, from selection to inspection the material
at the moment of tightening the connections according to the design
requirements. The main purpose of this study is to be a tool to facilitate the
design in different types of connections that could be possible in steel buildings,
considering the limitations and restrictions that arise when making a design as
directed by the AISC-LRFD
Key Words:
Coplanar
Gage
Snug-tight
Punching
Scuttled
1
CAPÍTULO I:
DISEÑO SISMORESISTENTE DE CONEXIONES EMPERNADAS DE ACERO EN EDIFICIOS
1.1 GENERALIDADES
El propósito de esta investigación es proporcionar a los estudiantes de
la carrera de Ingeniero Civil una introducción clara de las aplicaciones
prácticas acerca del comportamiento y diseño estructural de conexiones
empernadas capaces de resistir cargas gravitatorias y dinámicas.
El diseño y fabricación de las conexiones es uno de los aspectos
trascendentales y más difíciles de resolver en un proyecto resuelto con
estructura de acero. Las conexiones deben ser capaces de transmitir cargas
axiales, fuerzas cortantes y momentos flexionantes. Algunas veces, las
conexiones se diseñan para transmitir un solo tipo de acción, mientras que
en otras ocasiones, como suele ocurrir en los casos en que se desea
establecer continuidad entre los elementos unidos, la conexión debe tener
capacidad para transmitir una combinación de diferentes efectos, por
ejemplo: cortante y momento flexionante.
El montaje de estructuras de acero por medio de pernos es un proceso
que además de ser muy rápido requiere de mano de obra menos
especializada que cuando se trabaja con soldadura. Estos factores en
lugares donde la mano de obra es sumamente cara, dan a las conexiones
empernadas una ventaja económica, en comparación con los otros tipos de
2
conexión. Aunque el costo de adquisición de un perno de alta resistencia es
varias veces mayor que el de un remache, el costo total de la construcción
empernada es menor que el de la construcción remachada, debido a los
menores costos por mano de obra y equipo y el menor número de pernos
requeridos para resistir las mismas cargas.
Por otro lado, para que una conexión viga-columna sea confiable debe
demostrarse experimentalmente que:
Debe ser capaz de desarrollar rotaciones plásticas de 0.03 radianes al
ser sometidas a varios ciclos de carga reversibles.
La mayor parte de la rotación plástica ocurre en el extremo de la viga
y no en la conexión o en el alma de la columna, por lo que es
deseable que la conexión viga-columna sea lo más rígida posible.
En el diseño moderno de estructuras de acero, se busca tener una
alta redundancia de marcos rígidos, con conexiones a momento, para
poder compensar las ahora conocidas incertidumbres de posibles
fracturas frágiles en la conexión viga-columna tradicional.
Las conexiones bien diseñadas deben cumplir adicionalmente con los
siguientes requisitos:
1.1.1 Sencillez. Cuando más sencilla es una conexión, menos posibilidades
existen que ésta resulte con defectos, puesto que se tienen menos puntos
críticos y zonas potenciales de falla. El hecho de que las conexiones sean
3
sencillas, aumenta la rapidez de montaje y hace posible que esto pueda
efectuarse con un número mínimo de personal especializado.
1.1.2 Continuidad. El empleo de conexiones que aseguran un grado de
continuidad, supone siempre un ahorro de material en los elementos
estructurales que forman parte de la estructura debido a la posibilidad de
proyectarla como continua.
1.1.3 Economía. El costo de las conexiones, puede representar una parte
importante del costo total de una estructura de acero, de manera que, es de
interés mantenerlo dentro de límites razonables.
1.2 ANTECEDENTES
La experiencia mundial acerca del comportamiento sísmico de las
estructuras de acero demuestra que hasta 1994, este había sido
satisfactorio. En varios países ubicados en zonas de alto riesgo sísmico
(Japón, Nueva Zelanda, Chile, México, La parte Oeste de Estados Unidos de
Norteamérica, etc.) se afirmaba que las estructuras de acero se comportaba
bien bajo sismos fuertes.
El sismo del 1 de septiembre de 1993, (Tokio, Japón) ocasiona la muerte
de más de 140000 personas y tuvo una magnitud de 7.9 en la escala de
Richter se informó de nueve edificios de acero que tuvieron buen
comportamiento.
4
El temblor de 1979 de la ciudad de México tuvo una magnitud de 7.0 en
la Escala de Richter, con aceleración máxima del suelo del 10% del valor de
la aceleración de la gravedad.
El mayor interés para la ingeniería estructural es el colapso de varias
edificaciones producidas por sismos de gran intensidad, Las causas
principales del colapso de las edificaciones se debe principalmente a
conexiones viga-columna que carecen de la rigidez necesaria para transmitir
las fuerzas sísmicas y una estructuración inadecuada.
Como consecuencia de los daños graves causados en numerosos
edificios de acero por los sismos de Northridge California y Kobe Japón,
ocurridos el 14 de enero de 1994 y 14 de enero de 1995 respectivamente; el
primero considerado como la segunda catástrofe natural de los Estados
Unidos de América, diversas asociaciones técnicas: American Institute of
Steel Construction (AISC), Federal Emergency Management Agency
(FEMA), Japanese International Corporation Agency, Department of
Fundamental Research, Takenaka Corporation. Chiba, Japan, etc., así como
varias universidades y centros de investigación en los Estados Unidos de
América y Japón (Berkeley, Cal., Texas at Austin, Instituto Tecnológico de
Aichi, Universidad de Kanto Gakuin, Instituto Tecnológico de Tokio, etc.),
emprendieron inmediatamente numerosos estudios e investigaciones para
explicar las causas probables de los daños y las formas de falla, nunca
antes observadas, de las conexiones viga-columna.
5
El diseño adecuado de las conexiones no solo estriba en la seguridad
sino que también representa un costo significativo en la construcción, por lo
que una buena conexión es aquella que resulta práctica, sencilla, económica
y segura.
La predicción del comportamiento de una estructura ante las
solicitaciones que actuarán en ella, aspecto fundamental del diseño sísmico,
se basa en las características que tienen los materiales que la constituyen.
En general el comportamiento de las conexiones es muy complejo y más
difícil de predecir que el de los miembros estructurales.
1.3 JUSTIFICACIÓN E IMPORTANCIA
Es muy importante para la investigación diseñar conexiones durables y
económicas y seguras.
No hay estructura segura si las uniones no funcionan apropiadamente,
en especial en zonas donde las cargas laterales son significativas; una
demostración de ello es que en el terremoto de Northridge, 1994, en donde
no se produjeron caídas de edificios de acero pero sí se notaron fallas
significativas en las conexiones que pondrían en riesgo a las construcciones
si hubiera otro sismo similar. Es por ello que el Instituto Americano de
Construcción en Acero, AISC, emprendió un trabajo de investigación en la
década pasada que se refleja en sus normas actuales.
6
El modelo matemático se establece en base, entre otros parámetros, a
un determinado comportamiento de los nudos de la estructura para que en
un caso real este comportamiento aproximadamente coincida con el
pensado. En las construcciones de acero se tienen muchos tipos de
conexiones en consideración a la geometría y cargas. Cada conexión tiene
que cumplir una serie de requisitos para asegurar su ductilidad, rotación y
capacidad de tomar momentos, cortes y cargas axiales. Por otro lado, para
facilidad de construcción, en lo posible, las conexiones deben ser igualadas
para evitar un trabajo excesivo en el sitio de la obra con conexiones distintas
unas de otras.
Es de mucha importancia saber que las estructuras sometidas a la
acción de fuertes cargas dinámicas, pueden sufrir daños totales o parciales
principalmente en sus conexiones. Si bien los códigos fijan procedimientos
de cálculo adecuados para protegerlos, siempre existen daños producidos
por errores de proyectos o fallas constructivas.
Debido a varias incertidumbres, al detallar una conexión debe
procurarse lograr un funcionamiento eficiente en lo que se refiere al montaje
y fabricación que por afinar las cantidades de material necesarios. A la
fecha, ya se cuenta con procedimientos sofisticados de diseño de
conexiones, sin embargo, será necesario disponer de mayor información
experimental para poder establecer métodos racionales de diseño.
7
El aporte fundamental que se realizará con este estudio es tener una
directriz clara del comportamiento de las conexiones empernadas y su
efecto sobre las estructuras.
1.4 OBJETIVO GENERAL DEL PROYECTO
Definir las directrices y principios fundamentales en el comportamiento,
análisis y diseño estructural de conexiones empernadas capaces de resistir
eficientemente cargas gravitatorias y dinámicas
1.5 OBJETIVOS ESPECÍFICOS
Profundizar en el diseño estructural para obtener estabilidad y
aspectos prácticos de las conexiones.
Seleccionar el material constructivo primario ideal para garantizar un
comportamiento óptimo de las conexiones y la economía del
proyecto.
Diseñar la conexión adecuada ante limitaciones y restricciones de
cada proyecto.
1.6 ALCANCE DEL PROYECTO
El propósito de esta investigación es definir el análisis y comportamiento
de las conexiones empernadas de estructuras de acero, capaces de resistir
cargas gravitatorias y dinámicas.
8
Un importante número de profesionales involucrados en este tema ya
sea como comercializadores, constructores, estudiantes, etc.,
frecuentemente utilizan productos de acero en edificaciones, o buscan
ampliar sus conocimientos respecto a este material muy importante en la
construcción; por esto el alcance de esta investigación es de suma
importancia en el comportamiento general de una estructura metálica.
La proyección del tema de tesis está sustentada en la investigación de
normativas vigentes en el país y el estudio de normas y códigos extranjeros
que pueden ser acoplados a nuestro medio y a la indagación bibliográfica
semejante.
Cabe mencionar que la totalidad de este documento se fundamentara
en los códigos LRFD (Load & Resistance factor Design), y las normativas
AISC (American Institute of Steel Costrucción) y AASHTO (American
Association of State Highway and Transportation Officials).
En el primer capítulo, se explica cuáles son los criterios básicos de
diseño de conexiones empernadas, a través de un análisis de los tipos de
esfuerzos que se aplique a los pernos, estos pueden ser tracción, corte y
tracción y corte combinados.
El segundo capítulo, hace referencia a la descripción del diseño de las
conexiones empernadas a tracción, corte y momento, para establecer una
9
comprensión práctica mediante definiciones claras y una correcta utilización
del modelo matemático.
En el tercer capítulo, se realiza un análisis completo de los tipos de
conexiones en la estructura, por esfuerzos axiales, cortantes y momentos,
mediante el modelamiento de una hoja de cálculo.
En el quinto capítulo, se hace referencia a la elaboración de planos de
detalle de toda la estructura.
Finalmente el sexto capítulo, se dará a conocer las conclusiones y
recomendaciones que se produjeron en el transcurso de la presente
investigación.
Adicionalmente a la investigación realizada, este trabajo se
complementa con paquetes computacionales de diseño y una hoja
electrónica donde se automatizan los cálculos requeridos en la investigación
10
1.7 METODOLOGÍA
1.7.1 Método Inductivo-Deductivo
Pues partiendo de varios casos o problemas particulares y de las
causas de dichos problemas se llegará a una generalización para
resolver esos casos (inductivo), generalización que a su vez permitirá
particularizar nuevos casos a presentarse en la investigación y que se
acoplen a la generalización anteriormente obtenida (deductivo).
1.7.2 Modalidad de Investigación Bibliográfica.
Para la elaboración de presente trabajo se utilizará la investigación
documental bibliográfica y el análisis con el objetivo de obtener un
diseño sismoresistente de conexiones empernadas.
1.7.3 Procesamiento y selección de Información.
La información será comprobada los resultados obtenidos con los
métodos tradicionales.
11
CAPÍTULO II:
PERNOS Y SU RESISTENCIA
2.1 INTRODUCCIÓN
Durante muchos años el método aceptado para conectar los miembros
de una estructura de acero fue el remachado. Sin embargo, en años
recientes, el uso de remaches ha declinado rápidamente debido al tremendo
auge experimentado por la soldadura y el empernado con pernos de alta
resistencia. Este capítulo y el siguiente se dedican casi totalmente a la
exposición de las conexiones con pernos de alta resistencia.
La capacidad portante de las estructuras metálicas depende
fundamentalmente de la resistencia de sus conexiones. Un efecto, la gran
mayoría de las fallas que se presentan en un gran número de estructuras de
puentes, edificios aporticados o vigas armadas simplemente apoyadas y
continuas, etc. Se debe a la incapacidad de sus conexiones para resistir las
solicitaciones impuestas.
12
2.2 PERNOS
Figura 1 Perno de alta resistencia
El perno es un pasador de acero con una cabeza formada en un
extremo y con una rosca en el otro, que permite su fijación a las piezas por
unir, por medio de una tuerca que debe apretarse una vez que el perno se
ha colocado a través de un agujero.
Los pernos estructurales tienen normalmente cabezas cuadradas o
hexagonales. En pernos de alta resistencia pueden requerirse roldanas con
superficie endurecida.
Las primeras investigaciones relacionadas con el uso de los pernos de
alta resistencia en estructuras de acero datan de 1937 en Inglaterra. Hasta
1948, cuando se aprobó el uso de pernos de alta resistencia en las
conexiones estructurales de edificios de acero. Los medios de unión y los
elementos auxiliares de la unión deberán dimensionarse para transmitir el
100% de la fuerza axial requerida de la barra.
13
2.2.1 TIPOS DE PERNOS DE ACERO ESTRUCTURAL
Figura 2 Perno de Alta resistencia ASTM A325 (NOM-H-124)
En conexiones estructurales de acero se utilizan dos tipos de pernos, los
llamados comunes y los de alta resistencia. Se designan, con el nombre que
les otorgan las normas ASTM (American Society of Testing Materials) ó
NOM (Normas Oficiales Mexicanas) para especificar sus características
químicas y mecánicas, los primeros como pernos A307 (NOM-H-118) y los
de alta resistencia como pernos A325 (NOM-H-124) ó A490 (MOM-H-123).
2.2.1.1 PERNOS ORDINARIOS O COMUNES (ASTM A307 ó NOM-H-118)
Los pernos ordinarios denominados también comunes, fabricados bajo
la norma ASTM 307(NOM-H-118) EI uso de este tipo de pernos suele ser
una solución económica para muchas aplicaciones. EI esfuerzo mínimo
especificado de ruptura en tracción, Fu, es de 4 220 kg/cm2 (415 MPa).
2.2.1.2 PERNOS DE ALTA RESISTENCIA
Estos pernos se fabrican a base de acero al carbono tratado
térmicamente y acero aleados; tienen resistencias a la tensión de dos o más
veces la de los pernos ordinarios. Existen dos tipos básicos, los A325
14
(hechos con acero al carbono tratado térmicamente) y los A490 de mayor
resistencia (también tratados térmicamente, pero con acero aleado). Los
pernos de alta resistencia se usan para todo tipo de estructuras, desde
pequeños edificios hasta rascacielos y puentes monumentales. Los pernos
de alta resistencia pueden apretarse hasta alcanzar esfuerzos muy altos de
tensión, de manera que las partes conectadas quedan fuertemente
afianzadas entre la tuerca del perno y su cabeza, lo que permite que las
cargas se transfieran principalmente por fricción.
En ocasiones se fabrican pernos de alta resistencia a partir de acero
A449 con diámetros mayores de 1 ½ pulg. Que es el diámetro máximo de
los A325 y A490. Estos pernos pueden usarse también como pernos de
anclaje de alta resistencia y para barras roscadas de diversos diámetros.
2.2.1.3 ESPECIFICACIONES PARA PERNOS ESTRUCTURALES
Los pernos estructurales de alta resistencia para conexiones entre
elementos de acero estructural, fabricados bajo la norma ASTM A325 ó
NOM-H-124. Tienen un esfuerzo mínimo especificado de ruptura de tracción
es de:
Fu = 8440 kg/cm2 (830 MPa.) para d ≤ 25.4 mm (1 pulg.)
Fu = 7380 kg/cm2 (725 MPa.) para d > 25.4 mm (1 pulg.)
15
Los pernos estructurales de acero aleado tratado térmicamente para
conexiones entre elementos de acero estructural son fabricados bajo la
norma ASTM A490 ó NOM-H-123. El esfuerzo mínimo especificado de
ruptura de tracción es de:
Fu = 10550 kg/cm2 (1035 MPa.)
Las dimensiones de los pernos estructurales de alta resistencia deberán
reunir los requerimientos de la norma ANSI/ASME B 18.2.6. La longitud del
perno utilizado deberá ser tal que el extremo del perno se extiende más allá
o por lo menos está a ras con la cara exterior de la tuerca cuando está
debidamente instalado.
2.2.1.4 LONGITUD DE PERNOS
Para determinar longitud necesaria del perno, los valores aparecen en la
Tabla C-2.2 del RCSC, que debe añadirse para el agarre (el espesor total de
todos los materiales de conexión, exclusivo de las arandelas.) Para ASTM
F436, la arandela que se utiliza, añadir 5/32 pulg.; para cada arandela
biselada, añadir en total 5/16 pulg. Los valores tabulados proporcionan
apropiadas asignaciones para tolerancias de fabricación y también
proporcionan suficiente roscado comprometido para la instalación con la
tuerca hexagonal pesada. La longitud determinada por el uso de la Tabla C-
2.2 del RCSC, se debe ajustar a la siguiente 1/4 plg. más largo. Incremento
de longitud (1/2-plg. longitud de incremento para longitudes superiores a 6
pulgadas). Una tabla más extensa para la selección de la longitud del perno
16
basado en estas normas está disponible (Carter, 1996). La tabla C-2.2 del
RCSC 2004 se reproduce a continuación como Tabla 1.
Tabla 1 Longitud a aumentar al grip de acuerdo al diámetro del perno
Diámetro Nominal Del Perno
Para determinar. La longitud requerida
agregar al grip 1/2
11/16
5/8 7/8
3/4 1 7/8 11/
8
1 11/4
11/8 11/2
11/4 15/
8
13/8 13/
4
11/2 17/
8
Fuente: Codigo_LRFD_Tabla_C2
La figura 3 muestra un perno de 1¨ de diámetro con un grip de 2¨ se
obtendrá una longitud total de 3 3/4¨, el mismo que tendrá una holgura de
longitud de 0.411¨, ya redondeado al 1/4¨ inmediato superior.
Figura 3 Longitud total de perno de 1 plg. de diámetro con un grip de 2 plg.
17
Dependiendo de los incrementos de longitudes de los pernos
suministrados, todo el roscado se puede extender hacia el grip para un
montaje sin arandelas por tanto para 3/8 pulg como para 1/2, 5/8,
3/4, 7/8,
11/4, y
1 1/2 pulg. el diámetro de los pernos de alta resistencia tanto para 1/2 pulg
como para 1, 1 1/8, y 1 3/8 pulg. el diámetro de los pernos de alta resistencia.
Cuando el espesor de la capa más cercana a la tuerca es menor que 3/8 pulg
o 1/2 pulg, dimensiones dadas anteriormente, todavía puede ser posible
excluir la parte roscada del plano de corte, cuando sea necesario,
dependiendo de la específica combinación de la longitud del perno, agarre y
el número de arandelas utilizadas bajo la tuerca (Carter, 1996). Si es
necesario, el siguiente incremento de la longitud del perno se puede
especificar con ASTM F436 arandelas en número suficiente para excluir
ambas la rosca desde el plano de corte y asegurarse de que el montaje se
puede instalar con el roscado adecuado incluido en el agarre para su
correcta instalación.
18
Tabla 2 Dimensiones estándares de pernos y tuercas
Diámetro Nóminal del
Perno db, in.
Dimensiones de Pernos Estructurales de Cabeza
Hexagonal Pesada
Dimensiones de tuercas Hexagonales
Pesadas
Ancho a travez de
cara plana F.
(plg)
Altura H1, plg.
Longitud Roscada
T, plg.
Ancho a través de
cara plana W, plg.
Altura H2, plg.
1/2 7/8 5/16 1 7/8 31/64
5/8 1 1/16 25/64 1 1/4 1 1/16 39/64
3/4 1 1/4 15/32 1 3/8 1 1/4 47/64
7/8 1 7/16 35/64 1 1/2 1 7/16 55/64
1 1 5/8 39/64 1 3/4 1 5/8 63/64
1 1/8 1 13/16 11/16 2 1 13/16 1 7/64
1 1/4 2 25/32 2 2 1 7/32
1 3/8 2 3/16 27/32 2 1/4 2 3/16 1 11/32
1 1/2 2 3/8 15/16 2 1/4 2 3/8 1 15/32
Fuente: Código_LRFD_Tabla_C1
2.2.2 TUERCAS
Las tuercas que se utilizan conjuntamente con los pernos de alta
resistencia están bajo la normativa ASTM A563 grado C para los pernos
A325, mientras que la tuerca que se utiliza con los pernos A490 está bajo la
normativa ASTM A563 grado DH, de igual manera que los pernos existen
tuercas tipo 1 y 3.
Figura 4 Tuerca ASTM A563 DH
19
Las dimensiones de las tuercas deberán reunir los requerimientos de la
norma ANSI/ASME B18.2.6, ver Tabla 3.
Birkemoe y Herrschaft (1970) mostraron que, en la condición de
galvanizado, el galvanizado aumenta la fricción entre el perno y roscas de la
tuerca, así como la variabilidad de la pretensión del par inducido. Un torque
inferior requerido y resultados más consistentes se obtienen si las tuercas
están lubricadas. Por lo tanto, se requiere en la norma ASTM A325 que un
perno galvanizado y tuerca lubricada galvanizada serán ensamblados en
una junta de acero con una arandela galvanizada y ensayado por el
proveedor antes de enviarlo. Esta prueba debe mostrar que la tuerca
galvanizada con el lubricante puede ser girado desde la condición sin
holgura o bien completamente tensados. Este requisito se aplica tanto a la
inmersión en caliente como a sujetadores mecánicamente galvanizados. Los
requisitos anteriores indican claramente que:
1. Galvanizado de pernos y tuercas de alta resistencia debe ser
entendido como una junta sujetadora.
2. El proveedor debe suministrar tuercas que se han lubricado y probado
con los proporcionados pernos de alta resistencia.
3. Tuercas y Pernos de alta resistencia deben ser enviados juntos en un
mismo contenedor.
4. La adquisición de pernos de alta resistencia y tuercas galvanizadas
de distintos proveedores no está en concordancia con la Norma
ASTM, ya que el ensayo y la aplicación de lubricante, así como la
20
responsabilidad del proveedor para el rendimiento en conjunto no
sería claramente proporcionado como se lo ha requerido.
Tabla 3 Grado y Acabado de Tuercas/Arandelas ASTM A563/ASTM F436
ASTM Tipo de
Perno
Acabado del Perno d
Grado y Acabado de la Tuerca ASTM
A536 d
Grado y Acabado de la Arandea ASTM F436 a,d
A325
1 Simple sin
recubrimiento C, C3, D, DH c y DH3; Simple
1; Simple
1 Galvanizado
DHc; Galvanizado y Lubricado
1; Galvanizado
3 Simple C3 y DH3; Simple 3; Simple
F1852
1 Simple sin
recubrimiento C, C3, DH c
y DH3; Simple 1; Simple b
1 Galvanizado
Mecánicamente
DH c ; Galvanizado Mecánicamente y
Lubricado
1; Galvanizado Mecánicamente b
3 Simple C3 y DH3; Simple 3; Simple b
A490 1 Simple DH c y DH3; Simple 1; Simple
3 Simple DH3; Simple 3; Simple a Aplicable solo si la arandela es requerida en la Sección 6. b Requerido en todos los casos bajo la tuerca de la sección 6. c La substitución de ASTM A194 grado 2H tuercas en lugar de ASTM A563 grado DH tuercas esta permitida. d Galvanizado como se usa en esta tabla se refiere al galvanizado en caliente de acuerdo con ASTM A153 o galvanizado mecánicamente de acuerdo con ASTM B695.
Fuente: Código_LRFD_Tabla_8-1
Tanto el proceso de inmersión en caliente, galvanizado (ASTM A153) y
el proceso mecánicamente galvanizado (ASTM B695) son reconocidos en la
norma ASTM A325. Los efectos de los dos procesos sobre las
características de rendimiento y los requisitos para una correcta instalación
son claramente diferentes. Por lo tanto, la distinción entre los dos deben
tener en cuenta en los comentarios que siguen. De conformidad con la
norma ASTM A325, todos los componentes roscados del conjunto de
21
sujetadores debe ser galvanizados por el mismo proceso y la opción del
proveedor se limita a un proceso por artículo sin procesos mixtos en un lote.
Mezclar pernos de alta resistencia que son galvanizados por un proceso con
las tuercas que son galvanizadas por el otro puede resultar en un conjunto
impracticable.
2.2.3 ARANDELAS
Arandelas planas circulares y arandelas biseladas cuadradas o
rectangulares no tendrán marcas de identificación sobre su superficie de
contacto, deberán cumplir los requisitos de la norma ASTM F436, el tipo y
acabado de estas arandelas será el indicado en la tabla 3., y sus
dimensiones se ajustaran a lo indicado en la tabla 4.
Figura 5 Arandela ASTM F436
2.2.3.1 REQUISITOS PARA ARANDELAS
Las especificaciones RCSC requieren que los detalles de diseño
proporcionados para arandelas en las conexiones con pernos de alta
resistencia sean los siguientes.
22
1. Una arandela biselada de acero endurecida debe ser usada para
compensar la falta de paralelismo cuando la cara exterior de las
partes empernadas tiene una pendiente mayor que 1:20 con respecto
a un plano normal al eje del perno
2. Pernos A325 y A490, para conexiones por deslizamiento crítico y las
conexiones sometidas a tracción directa, arandelas de acero
endurecido son requeridas como se especifica en los ítems 3 a 7 que
figuran en esta lista. Para los pernos, que son apretados sin holgura,
si se produce un agujero ovalado en una capa exterior, una arandela
plana de acero endurecido o arandelas comunes deben ser instaladas
en la ranura. Para conexiones con pernos A325 y A490, las arandelas
de acero endurecido no son generalmente requeridas.
3. Cuando se utiliza el método de la llave calibrada para apretar los
pernos, las arandelas de acero endurecido deberían ser utilizadas
bajo el elemento girado por la llave.
4. Para pernos A490 tensados a la tensión específica, las arandelas de
acero endurecido deberán ser utilizadas bajo la cabeza y la tuerca en
aceros con un especificado límite de fluencia menor que 40 Ksi.
5. Una arandela de acero endurecido según la Norma ASTM F436
deberá ser utilizada para pernos A325 o A490 de 1 pulg. o menor
23
Tabla 4 Dimensiones de Arandelas (en pulgadas)
Diámetro nominal
perno
Arandelas circulares Arandelas biseladas cuadradas o
rectangulares para canales y vigas estándares
Diámetro nominal exterior
Diámetro nominal agujero
Espesor dimensión mínima lateral
espesor o
grosor medio
pend. en el
espesor mín. max
1/2 1 1/16 17/32 0.097 0.177 1 3/4 5/16 1 : 6
5/8 1 5/16 11/16 0.122 0.177 1 3/4 5/16 1 : 6
3/4 1 15/32 13/16 0.122 0.177 1 3/4 5/16 1 : 6
7/8 1 3/4 15/16 0.136 0.177 1 3/4 5/16 1 : 6
1 2 1 1/8 0.136 0.177 1 3/4 5/16 1 : 6
1 1/8 2 1/4 1 1/4 0.136 0.177 2 1/4 5/16 1 : 6
1 1/4 2 1/2 1 3/8 0.136 0.177 2 1/4 5/16 1 : 6
1 3/8 2 3/4 1 1/2 0.136 0.177 2 1/4 5/16 1 : 6
1 1/2 3 1 5/8 0.136 0.177 2 1/4 5/16 1 : 6
Fuente: Diseño de conexiones con AISC-LRFD_Tabla 2.4
Tolerancias:
Diámetro nominal del agujero: 0; +1/32
Diámetro nominal exterior: -1/32; +1/4 pulgadas.
La desviación máxima desde la orilla sobre el lado cortado no
excederá 0.01 pulgadas.
La arandela no deberá sobresalir de la arandela adyacente más de
0.01 pulgadas.
2.2.4 VENTAJAS EN CONEXIONES EMPERNADAS
Entre las muchas ventajas de las conexiones empernadas de alta
resistencia, que en parte explican su gran éxito, están las siguientes:
24
1. Conexiones empernadas eficientes pueden realizarlas hombres con
mucho menor entrenamiento y experiencia que los necesarios para
producir conexiones soldadas de calidad semejante. La instalación
apropiada de pernos puede aprenderse en horas.
2. No se requiere pernos de montaje que deben removerse después
como en las juntas soldadas.
3. Se requiere equipo más barato para realizar conexiones empernadas.
4. No hay riesgo de fuego.
5. Su resistencia a la fatiga es igual o mayor a la obtenida en conexiones
soldadas equivalentes.
6. Donde las estructuras se alteran o desensamblan posteriormente, los
cambios en las conexiones empernadas son mucho más sencillos.
2.2.5 RESISTENCIA DE DISEÑO POR TENSIÓN ÚLTIMA DE PERNOS DE
ALTA RESISTENCIA
La resistencia de diseño por tensión de los pernos A325 y A490 es φ
Rn, donde el factor de resistencia φ es 0.75 igual que para los pernos
comunes, la resistencia nominal por tensión de los pernos de alta resistencia
está dada por el esfuerzo de tensión último multiplicado por el área nominal
del perno.
La Tabla 5 corresponde a la Tabla J3.2 del manual LRFD, llamada
Esfuerzo de Diseño de Sujetadores.
25
Tabla 5 Esfuerzo de Diseño de Sujetadores a Tensión Última
DESCRIPCIÓN DEL SUJETADOR
ESFUERZO DE TENSIÓN
Factor de Resistencia φ Esfuerzo nominal
kg/cm²
Pernos A325 o A325M 0.75 6330 [d]
Pernos A490 o A490M 0.75 7945 [d]
[d] Para pernos A325 o A325M y A490 sujetos a cargas por tensión por fatiga.
Fuente: Diseño de conexiones con AISC-LRFD_Tabla 2.5
Tabla 6 Resistencia de Diseño a Tensión Última de Pernos de Alta Resistencia
DIÁMETRO COMERCIAL
(plg)
d (mm)
ÁREA (cm2)
RESISTENCIA φRn
A325 (kg)
A490 (kg)
3/8 9.50 0.71 ----- -----
1/2 12.70 1.27 6029 7568
5/8 15.90 1.99 9448 11858
3/4 19.10 2.87 13625 17102
7/8 22.20 3.87 18373 23060
1 25.40 5.07 24070 30211
1.125 28.60 6.42 30479 38255
1.25 31.80 7.94 37695 47312
1.75 34.90 9.57 45434 57025
1.5 38.10 11.40 54122 67930
Fuente: Diseño de conexiones con AISC-LRFD_Tabla 2.3
2.2.6 PERNOS APRETADOS SIN HOLGURA Y PERNOS
COMPLETAMENTE TENSADOS
Según el LRFD, no todos los Pernos de alta resistencia tienen que
tensarse completamente, dicho proceso es caro así como su inspección.
Algunos pernos requieren apretarse sólo hasta quedar apretados sin holgura
(snug-tight). Esto se logra cuando todos los paños de una conexión están en
contacto firme entre sí. En general se obtiene con el esfuerzo total realizado
26
por un operario con una llave manual o el apretado que se efectúa después
de unos pocos golpes con una llave de impacto.
Los pernos de alta resistencia quedan sometidos a fuertes esfuerzos de
tensión en el vástago, desarrollando así una confiable presión de apriete. El
esfuerzo cortante es transferido por fricción bajo carga de trabajo.
Los pernos completamente tensados son un proceso caro, así como su
inspección, por lo que sólo deben usarse cuando es absolutamente
necesario, y cuando las cargas de trabajo ocasionan un gran número de
cambios en los esfuerzos con la posibilidad que se generen problemas de
fatiga, como bajo cargas de impacto y en otras aplicaciones donde no es
conveniente tener deslizamiento en la junta.
En una conexión tipo fricción o crítica al deslizamiento, los pernos no
están realmente sometidos a cortante ni aplastamiento, ya que no ocurre
ningún desplazamiento bajo cargas de servicio. Sin embargo, se especifica
por conveniencia un esfuerzo cortante.
Los pernos apretados sin holgura tienen varias ventajas sobre los
completamente tensados. Un obrero puede apretar apropiadamente los
pernos a una condición sin holgura con una llave de cola ordinaria o con sólo
unos cuantos golpes con una llave de impacto. La instalación es rápida y
sólo se requiere una inspección visual del trabajo realizado.
27
Una lista completa de los valores mínimos de tensión para aquellas
conexiones en que se requiere una tensión mínima, está dada en la Tabla
7., que corresponde a la Tabla J3.1 del manual LRFD, llamada Tensión
Mínima en Pernos de Alta resistencia. Cada valor es igual a 70% de la
resistencia mínima por tensión del Perno.
Tabla 7 Tensión mínima en Pernos de Alta Resistencia (kg)
Diámetro del Perno (plg)
Diámetro del Perno(mm)
Pernos A325 Pernos A490
1/2 13 5430 6800
5/8 16 8620 10900
3/4 19 12700 15900
7/8 22 17650 22250
1 25 23150 29100
1 1/8 29 25400 36300
1 1 /4 32 32200 46300
1 3/8 35 39600 55000
1 1/2 38 46800 67100 * Igual a 0.7 de la resistencia mínima a la tensión de los pernos, redondeadas a toneladas como se determina en las Especificaciones ASTM para pernos A325 y A490 con arandelas UNC
Fuente: Diseño de conexiones con AISC-LRFD_Tabla 2.7
2.2.7 DISTANCIAS AL BORDE Y ESPACIAMIENTOS MINIMOS DE LOS
PERNOS
Antes de estudiar lo relativo a la separación entre pernos y la distancia a
los bordes de éstos es necesario aclarar primero términos, Las siguientes
definiciones se presentan para un grupo de pernos en una conexión y se
ilustran en la figura 6.
28
Figura 6 Definiciones en una Conexión Empernada
El paso: Es la distancia centro a centro entre pernos en una dirección
paralela al eje del miembro
El gramil: Es la distancia centro a centro entre hileras de pernos
perpendicular al eje del miembro
La distancia al borde: es la distancia del centro de un perno al borde
adyacente de un miembro.
La distancia entre pernos es la distancia más corta entre pernos, sobre las
mismas o diferentes hileras de gramiles.
2.2.7.1 SEPARACIÓN MÍNIMA
Los pernos deben colocarse a una distancia suficiente entre sí para
permitir su instalación eficiente y prevenir fallas por tensión en los miembros
entre pernos. La especificación LRFD (J3.3) estipula una distancia mín.
centro a centro para agujeros holgados o de ranura, igual a no menos 2 2/3
diámetros (de preferencia 3d). Los resultados de pruebas han demostrado
claramente que las resistencias por aplastamiento son directamente
proporcionales al valor 3d centro a centro hasta un máximo de 3d.
p = paso
g = gramil
29
Como veremos en páginas siguientes, las resistencias por
aplastamiento tendrán que reducirse cuando los agujeros se alargan en la
dirección paralela en la línea de la fuerza. La tabla 8 (tabla J3.7 de las
especificaciones LRFD) da los valores de los incrementos que deben
añadirse al valor 3d para tomar en cuenta los incrementos den las
dimensiones del agujero (es decir, para agujeros y agrandados) paralelas a
la línea de fuerza.
Tabla 8 Valores del incremento C1 de Espaciamiento para determinar las separaciones mínimas de agujeros agrandados
Agujeros de ranura
Diámetro nominal del
perno
Perpendicular a la linea de fuerza
Paralelo a la línea de Fuerza
Agujeros agrandados De ranura corta
De ranura Larga*
≤ 7/8 1/8 0 3/16 1 1/2d - 1/16
1 3/16 0 1/4 1 3/16
> 1 1/8 1/4 0 5/16 1 1/2d - 1/16
*Cuando la longitud de la ranura es menor que el máximo permitido en la tabla 2.2.8, C1, puede reducirse por la diferencia entre la longitud máxima y actual de la ranura
Fuente: Código_LRFD_Tabla_J3.7
2.2.7.2 DISTANCIAS MÍNIMAS AL BORDE
Los pernos nunca deben colocarse muy cerca de los bordes de un
miembro por dos razones principales. El punzonado de los agujeros muy
cercanos a los bordes puede ocasionar que el acero opuesto al agujero se
abombe o se agriete. La segunda razón se aplica a los extremos de los
miembros donde existe el peligro de que el sujetador desgarre el metal. La
práctica común consiste en colocar el sujetador a una distancia mínima del
30
borde de la placa igual a 1.5 o 2.0 veces el diámetro del sujetador, de
manera que el metal en esa zona tenga una resistencia al cortante igual por
lo menos a la de los sujetadores. Para tener una información más precisa al
respecto, es necesario consultar las especificaciones vigentes. La
especificación LRFD (J3,4) estipula que la distancia entre el centro de un
agujero estándar y el borde de la parte conectada no debe ser menor que
los valores aplicables, dados en la tabla 9 (tabla J3-4 del manual LRFD).
Es permitida por las especificaciones LRFD una distancia al borde mínima
reducida (es de 1 1/4 pulg) para conexiones de extremo empernadas a almas
de vigas y diseñadas sólo por reacciones de cortante de la viga. Esta
información se muestra como pie de página en la tabla 9.
Tabla 9 Distancias mínimas a bordes (a) pulg (Centro del Agujero Estándar (b) al borde de la parte conectada)
Diametro nominal del perno o remache (pulg)
En bordes recortados
mécanicamente
En bordes laminados de placas, perfiles o barras o
bordes cortados con gas(c).
1/2 2/8 3/4
5/8 1 1/8 7/8
3/4 1 1/4 1
7/8 1 3/2 [d] 1 3/8
1 1 3/4 [d] 1 1/4
1 1/8 2 1 1/4
1 1/4 2 1/4 1 1/4
Mayores de 1 1/4 1 3/4 * Diámetro 1 1/4 * Diámetro
[ a] Distancias menores a los paños son permitidas, siempre y cuando se satisfagan las ecuaciones de la especificación J3.10 del LRFD.
[b] Para los agujeros agrandados o de ranura, vease la tabla 2.2.10
[c] Para todas las distancias al borde en esta columna pueden reducirse 1/4 pulg cuadno el agujero está en un puno en donde el esfuerzo no excedeel 25% de la resistencia de diseño máxima del elemento
[d] Estos valores pueden ser 1 1/4 pulg en los extremos de ángulos de conexión para vigas
Fuente: Diseño de Estructuras de Acero Jack McCormac_Tabla_12.4
31
La distancia mínima al borde del centro de un agujero holgado o de un
agujero ranurado al borde de una parte conectada debe ser igual a la
distancia mínima requerida por un agujero estándar más un incremento C2,
cuyos valores son proporcionados en la tabla 10 (tabla J3-8 de las
especificaciones LRFD). Como se verá en las páginas siguientes, las
resistencias por aplastamiento de las conexiones deben reducirse si no se
cumplen esos requisitos.
Tabla 10 Valores del Incremento C2 para distancias al borde de los agujeros agrandados en pulg.
Diametro nominal del
conector (pulg)
Agujeros de ranura
Agujeros agrandados
Perpendicular al borde Paralela al borde De ranura corta De ranura larga [a]
≤ 7/8 3/16 1/8 3/16 d 0
1 1/8 1/8 3/16 d 0
> 1 1/8 1/8 3/16 3/16 d 0
[a] Cuando la longitud de la ranura es menor que la máxima permitida (véase la tabla 12.2). C2 puede reducirse por un medio de la diferencia entre la longitud maxima y la real de la ranura
Fuente: Código_LRFD_Tabla_J3.8
2.2.7.2 SEPARACIÓN MÁXIMAS Y DISTANCIAS AL BORDE
Las especificaciones sobre acero estructural proporcionan las distancias
máximas a bordes de conexiones empernadas. El propósito de tales
requisitos es reducir la posibilidad de que se introduzca humedad entre las
partes. Cuando los sujetadores están muy lejos de los bordes de las partes
conectadas, éstos pueden a veces separarse, permitiendo la entrada de
humedad. Cuando esto sucede y se tiene una falla de la pintura, se generará
y acumulará la corrosión, ocasionando mayores separaciones entre las
32
partes. La distancia al borde máxima permisible dada por la J3.5 del LFRD
es de 12 veces el espesor de la parte conectada pero no más de 6 pulg.
Las distancias máximas al borde y separación entre pernos para acero
intemperizado son menores que para acero regular sometido a corrosión o
para acero regular no pintado no sometido a corrosión. Uno de los requisitos
para el uso del acero intemperizado es que no debe estar en contacto
constante con el agua. En consecuencia, la especificación LRFD trata de
garantizar que las partes de un miembro de acero compuesto intemperizado
queden conectadas estrechamente entre sí a intervalos frecuentes para
prevenir la formación de bolsas que pueden
2.2.8 RESISTENCIA DE DISEÑO POR CORTANTE DE PERNOS DE ALTA
RESISTENCIA
Resistencia Ø es 0.75 igual que para los pernos comunes, la resistencia
nominal por cortante de los pernos de alta resistencia está dada por el
esfuerzo cortante último multiplicado por el área nominal del perno. Sin
embargo, a diferencia de los pernos A307, la resistencia por cortante de los
A325 y A490 depende de si las roscas están en un plano de corte o no. En
vez de usar un área transversal reducida cuando la porción roscada está
sometida al cortante, el esfuerzo cortante último se multiplica por un factor
de 0.75, que es la razón aproximada del área roscada al área no roscada.
Las resistencias están dadas en la Tabla J3.2 del AISC y se resumen en la
Tabla 8. La Tabla J3.2 del AISC se refiere a las roscas en un plano de
cortante como “no excluidas en los planos de corte” y se alude a las roscas
33
no en un plano de corte, como “excluidas de los planos de corte”. La primera
categoría, roscas incluidas en el plano de corte, se denomina conexión tipo
“N”, y un perno A325 de este tipo puede denotarse como perno A325-N. La
designación “X” se emplea para indicar que las roscas están excluidas del
plano de corte, por ejemplo un perno A325-X.
Tabla 11 Esfuerzo de Diseño de Sujetadores de Alta Resistencia
Factor de resistencia ɸEsfuerzo Nominal
Kg/cm²
Tornillos A325 o A325 cuando
las roscas no están excluidas
del plano de corte (N)
Tornillos A325 o A325 cuando
las roscas están excluidas del
plano de corte (N) 0.75
Tornillos A490 o A490M cuando
las roscas no están excluidas
del plano de corte (N)Tornillos A490 o A490M cuando
las roscas están excluidas del
plano de corte (N)
DESCRIPCIÓN DEL SUJETADOR
ESFUERZO CORTANTE EN CONEXIONES TIPO POR
APLASTAMIENTO
3 375[e]
4 220[e]
5 275[e]
4 220[e]
[e] Cuando conexiones de tipo aplastamiento se usan para unir miembros a tensión que tienen un diseño de sujetadores cuya longitud, medida paralelamente a la línea de la
fuerza ., excede 50 plg (1 270 mm), los valores tabulados deben ser reducidos un 20 por ciento.
Fuente: Diseño de conexiones con AISC-LRFD_Tabla 2.8
Calculando la capacidad a corte simple para pernos A325 y A490 para
diferentes diámetros, se obtiene la siguiente tabla:
34
Tabla 12 Resistencia a Corte Simple Para Pernos de Alta Resistencia
Diámetro comercial
(pulg.)
d (mm)
Area (cm²)
R E S I S T E N C I A
A 325 - X (Kg)
A 325 - N (Kg)
A 490 - X (Kg)
A 490 - N (Kg)
3/8 9.50 0.71 ---- ---- ---- ----
1/2 12.7 1.27 4020 3215 5024 4020
5/8 15.9 1.99 6298 5037 7873 6298
3/4 19.10 2.87 9084 7265 11354 9084
7/8 22.20 3.87 12249 9796 15311 12249
1 25.40 5.07 16047 12833 20058 16047
1 1/8 28.60 6.42 20319 16251 25399 20319
1 1/4 31.80 7.94 25130 20098 31413 25130
1 3/8 34.90 9.57 30289 24224 37861 30289
1 1/2 38.10 11.40 36081 28856 45101 36081
Fuente: Diseño de conexiones con AISC-LRFD_Tabla 2.9
2.2.9 PERNOS EN COMBINACIÓN CON SOLDADURA
La capacidad portante de las estructuras metálicas depende
fundamentalmente de la resistencia de sus conexiones. En efecto, la gran
mayoría de las fallas que se presentan en un gran número de estructuras de
puentes, edificios aporticados o vigas armadas simplemente apoyadas y
continuas, etc. se debe a la incapacidad de sus conexiones para resistir las
solicitaciones impuestas.
Haciendo referencia a las conexiones que se realizan utilizando pernos
y soldadura, observamos que en general que las soldaduras presentan
ciertas ventajas en relación a las uniones mediante pernos, ya que son más
sencillas de realizar y permiten obtener secciones de menores dimensiones
y más livianas como se observa en la figura 7.
35
Figura 7 Viga Armada con Planchas Empernadas y Soldadas
En ambos casos sin embargo la inspección debe ser exhaustiva y
meticulosa para verificar que tanto el ajuste de los pernos del caso a) sea el
indicado, así como los cordones de soldadura del caso b) no presente
defectos de ejecución tales como socavación o falla de fusión, ni inclusiones
de impurezas atrapadas en el ,metal de aporte.
Es usual en los edificios aporticados metálicos que parte de la estructura
se suelde en el taller y luego se termine de ensamblar colocando y ajustando
los pernos en campo. También es posible combinar varios tipos de
soldadura en una misma obra.
Si se combinan en una unión pernos y soldadura en una estructura en
zonas sísmica, no se acepta que compartan las cargas. Las mismas deben
ser resistidas en su totalidad por los pernos de resistencia, o bien por las
soldaduras continuas (y no intermitentes) en forma independiente.
a)
b)
36
En obras nuevas, en zonas sísmicas o no, ni los pernos comunes ni los
de alta resistencia que trabajen a corte por aplastamiento, comparten las
cargas con la soldadura. Si ocurre tal combinación, son las soldaduras las
responsables de resistir todas las cargas de la unión.
Pero si en la conexión se instalan pernos de alta resistencia del tipo de
deslizamiento crítico, antes de ejecutar las soldaduras, se acepta que ambos
compartan las cargas exteriores solicitantes. Para tales situaciones, el
comentario JI.9 de LRFD establece que es necesario apretar totalmente los
pernos antes de hacer las soldaduras. Si se hacen primero las soldaduras, el
calor de estas puede distorsionar la conexión de modo que no se obtenga la
resistencia al deslizamiento crítico deseada en los pernos. Si éstos se
colocan y se aprietan totalmente antes de hacer las soldaduras, el calor de
la soldadura no cambiara las propiedades mecánicas de los pernos. Para tal
caso, puede suponerse que los pernos de deslizamiento crítico y las
soldaduras comparten la carga.
En toda obra existente, si se realizan cambios en la estructura con
miembros conectados mediante pernos de alta resistencia trabajando a
deslizamiento crítico y adecuadamente ajustado, se acepta que éstos
soporten las cargas permanentes actuantes con anterioridad, siendo
necesario que las soldaduras se dimensionen para resistir sólo las nuevas
cargas de diseño.
37
2.2.10 RESISTENCIA DE PERNOS DE ALTA RESISTENCIA ASTM A 325
Y ASTM A490
Se considera tres casos:
Tracción
Cortante
Cortante más tracción
2.2.10.1 RESISTENCIA DE PERNOS A LA TRACCIÓN
Figura 8 Perno a Tracción
En la gráfica se ilustra el comportamiento de pernos de alta resistencia.
Figura 9 Curva Típica Tracción-Elongación
38
Observaciones:
No está bien definido un punto de influencia (carga de fluencia =
carga de prueba)
La fluencia ocurre principalmente en la parte roscada.
La carga de tracción máxima= Tult ocurre normalmente para una
elongación Δ= 0.05 pulg (1.27 mm) a 0.30 plg (7.60 mm).
Los pernos A 490 son generalmente menos dúctiles que los A 325.
La fluencia del perno no se considera un estado de límite de
resistencia
La falla por tracción = Fractura del perno.
2.2.10.1.1 Cálculo de la resistencia de diseño en tracción del perno
Figura 10 Fractura del perno por tracción
Tult = Tn
Falla= fractura por tracción del perno en la zona roscada
Tn=Fu At
Donde:
At= área de esfuerzo de tensión, cm2= área neta a través de las roscas.
39
Para el diseño de los pernos de alta resistencia tipo A325 y A490, se
toma:
At=0.75Ab
Donde:
Ab= área de la sección transversal nominal de la parte no roscada del
perno, cm2
Ab=πd2/4 = 0.785 d2
d= diámetro nominal del perno (diámetro de la porción sin rosca), cm.
Por lo tanto,
φTn=φAbFt
Donde:
φ=0.75
Ft= 0.75 Fu perno
Para pernos A325
Fu perno= 8440 kg/cm2 (830 Mpa, 120 ksi), d≤ 25.4 mm
Ft=0.75 x 8440=6330 kg/cm2
Para pernos A490
Fuper= 10550 kg/cm2 (1035 Mpa, 150 ksi)
Ft=0.75 x 10550=7910 kg/cm2
40
2.2.10.2 RESISTENCIA DE PERNOS AL CORTE
Se considera una conexión hecha con un perno y en la que hay
únicamente un plano de corte.
Figura 11 Junta Empernada
Rult = fuerza máxima en el perno (falla del perno). Kg
Figura 12 Diagrama de cuerpo libre del perno
Por lo tanto,
41
Donde:
(0.60 Fu (T-m)) = esfuerzo cortante correspondiente a la fractura del
perno por cortante, kg/cm2
A = depende de la posición de las roscas:
1. Roscas excluidas de los planos de corte: el plano de corte no atraviesa
la zona roscada del vástago del perno, debido a su longitud.
Figura 13 Roscas fuera de los planos de corte
A = Ab = πd2/4 = 0.785 d2
Plano de corte
42
2. Roscas dentro de los planos de corte: el plano de corte atraviesa la
parte roscada del vástago del perno debido a su longitud.
Figura 14 Roscas dentro de los planos de corte
A = 0.80 Ab
Como se sabe sí las roscas están dentro de los planos de corte:
Se determina la posición de las roscas con base en las dimensiones
de los pernos de alta resistencia.
Si hay duda, se supone que las roscas están dentro de los planos de
corte
Se considera un perno en una conexión con varios planos de corte.
Plano de corte
43
Figura 15 Junta empernada con dos planos de corte
Por la falla
Figura 16 Diagrama de cuerpo libre
Fuerza en cualquier plano de corte corresponde a la fractura
A= depende de la posición de las roscas
44
En general para “m” planos de corte
2.2.10.2.1 Pernos múltiples en cortante
Número total de pernos = n
Figura 17 Junta empernada en cortante
n= número total de pernos en la conexión
Pult = carga máxima soportada por la conexión con base en la falla por
cortante de los pernos, kg.
Para diseño se supone que la fuerza cortante del perno es:
Es decir, se supone que P se distribuye uniformemente entre todos los
pernos que forman parte de la conexión.
La distribución real de P entre los pernos no es igual. Los pernos
exteriores soportan un porcentaje de carga mayor de P y se fracturan
primero.
45
La suposición de que la carga se distribuye en partes iguales entre
todos los pernos pierde precisión cuando aumenta la longitud de la
conexión.
Ejemplo de las fuerzas reales en cada uno de los pernos en una conexión
traslapada empernada cuando P=Pult.
Figura 18 Distribución de carga en los pernos de una
junta empernada
Cuando P = Pult, se presenta la falla de la conexión. Es decir, los pernos
se fracturan progresivamente a partir de los pernos extremos y continuando
con los pernos interiores de la conexión.
Para fines de diseño:
Se supone que cada perno toma una cantidad igual a la fuerza aplicada
P.
Se toma Rn= 0.85 Rult para tomar en cuenta una distribución real y
diferente de las fuerzas actuantes en los pernos.
46
2.2.10.2.2 Resistencia de diseño nominal de pernos sujetos a cortante
Para un plano de corte:
1. Roscas fuera de los planos de corte
2. Roscas dentro de los planos de corte
La ecuación general para la resistencia de diseño en cortante se puede
escribir de la siguiente manera:
Donde:
Φ= factor de reducción de resistencia= 0.75
m= número de planos de corte (adimensional)
Ab= área de la sección transversal del perno cm2
Fv= 0.50 Fu para roscas fuera de los planos de corte
Fv= 0.40 Fu para roscas dentro de los planos de corte
47
Para planos de corte múltiples, si las roscas están dentro en cualquier
plano, utilizar:
Fv = 0.40 Fu.
2.2.10.3 RESISTENCIA DE PERNOS A CORTE Y TRACCIÓN
COMBINADOS
Se considera una conexión empernada hecha con un solo perno
sometido a tracción y corte combinados como se ilustra en la siguiente
figura:
Figura 19 Perno a cortante y tracción
Se considera que la combinación de R y T ocasiona la falla del perno
(fractura del perno). Con base en observaciones experimentales, se puede
trazar un diagrama de interacción para representar la falla del perno.
48
Figura 20 Diagrama en Interacción
Para fines de diseño, el AISC adopta un diagrama de interacción
simplificado. Véase la tabla J3.5, Capítulo J, especificaciones AISC-LRFD.
Tabla 13 Esfuerzos limites (Ft) sujetadores in conexiones.
Descripción de los pernos
Roscas incluidas en el plano de corte
Rocas excluidas del plano de corte
Pernos A 307 59 - 1.9 Fv ≤ 45
Pernos A 325 117 - 1.9 Fv ≤ 90 117 - 1.5 Fv ≤ 90
Pernos A 490 147 - 1.9 Fv ≤ 113 147 - 1.5 Fv ≤ 113
Pernos A 449 diametros mayores a 1 1/2 in
0.98Fu - 1.9Fv ≤ 0.75Fu 0.98Fu - 1.5Fv ≤ 0.75Fu
Remaches A 502 Gr 1. 59 - 1.8 Fv ≤ 45
Remaches A 502 Gr 2. 78 - 1.8 Fv ≤ 60
Fuente: Diseño de Estructuras de Acero Jack McCormac_Tabla_13.1
En la mayoría de las situaciones en las que un perno está sometido a
cortante y tensión, la conexión está cargada excéntricamente y tal caso será
estudiado en un capítulo posterior. Sin embargo, en algunas conexiones
simples los sujetadores están en un estado de carga combinada.
49
La figura 21 muestra un segmento de T estructural conectado al patín de
una columna con el fin de unir un miembro de arriostramiento. Este último
elemento está orientado de manera que la línea de acción de la fuerza en el
miembro pasa por el centro de gravedad de la conexión. La componente
vertical de la carga someterá los sujetadores a cortante y la componente
horizontal generará tensión (con la posible inclusión de fuerzas de
apalancamiento). Como la línea de acción de la carga actúa a través del
centro de gravedad de la conexión, puede suponerse que cada sujetador
toma una porción igual de cada componente.
Figura 21 T Estructural conectada al patín
Como en todos los otros casos de carga combinada, puede usarse el
enfoque de una fórmula de interacción. Las resistencias por cortante y por
tensión para pernos tipo aplastamiento se basan en los resultados de
pruebas y pueden tomarse de la curva elíptica de interacción mostrada en la
figura 2.2.22. La ecuación de esta curva es:
50
[Ec 2.32]
Donde
Pu = carga de tensión factorizada sobre el perno
(ɸRn)t = resistencia de diseño del perno en tensión
Vu = carga cortante factorizada sobre el perno
(ɸRn)v = resistencia de diseño por cortante en el perno
Figura 22 Curva Elíptica de Interacción
Una combinación aceptable de cortante y tensión es una que se
encuentre bajo esta curva. Este hecho conduce al requisito de las
Especificaciones RCSC de que:
[Ec 2.33 o LRFD 4.2 del RCSC]
51
[Ec 2.34 o LRFD A-J3-2]
Donde
Tu = carga de tensión factorizada sobre la conexión
Tm = tensión en el perno inicialmente prescrita de la Tabla 7 ó J3.1 del
AISC
Nb = número de pernos en la conexión
Note que la Ecuación 2.33 se ha presentado aquí como aplicada a un
solo perno, mientras que la Ecuación 2.34 se ha presentado como aplicada
a toda la conexión. Cada ecuación podría modificarse para aplicarla de
manera alternativa.
52
CAPÍTULO III:
CONEXIONES EMPERNADAS
3.1 INTRODUCCIÓN
El diseño y fabricación de las conexiones es uno de los aspectos
trascendentales y más difíciles de resolver en un proyecto resuelto con
estructura de acero. Las conexiones deben ser capaces de transmitir cargas
axiales, fuerzas cortantes y momentos flexionantes. Algunas veces, las
conexiones se diseñan para transmitir un solo tipo de acción, mientras que
en otras ocasiones, como suele ocurrir en los casos en que se desea
establecer continuidad entre los elementos unidos, la conexión debe tener
capacidad para transmitir una combinación de diferentes efectos, por
ejemplo: cortante y momento flexionante.
Del análisis general de la estructura, pueden estimarse los esfuerzos
aproximados producidos en los elementos de unión y en los propios
elementos estructurales vigas y columnas. Sin embargo, como en las
conexiones el trabajo de los materiales es complejo debido a que suele
haber concentraciones de esfuerzos importantes, además, resulta siempre
difícil conocer el grado de continuidad logrado, no debe confiarse demasiado
en el resultado de estimaciones basadas en hipótesis sencillas de diseño,
que no sirven más que para dar una idea de origen de magnitud de los
esfuerzos.
53
Debido a varias incertidumbres, al detallar una conexión debe
procurarse lograr un funcionamiento eficiente en lo que se refiere al montaje
y fabricación que por afinar las cantidades de material necesarios. A la
fecha, ya se cuenta con procedimientos sofisticados de diseño de
conexiones, sin embargo, será necesario disponer de mayor información
experimental para poder establecer métodos racionales de diseño.
Las conexiones empernadas presentan las siguientes ventajas: proceso
en frió, rapidez en el empernado, menos mano de obra especializada,
facilitan la inspección visual y la sustitución de los pernos que se han dañado
o la reposición de estos.
Por otro lado, para que una conexión viga-columna sea confiable debe
demostrarse experimentalmente que:
Debe ser capaz de desarrollar la capacidad a flexión de la trabe
aún cuando ésta desarrolle un importante endurecimiento por
deformación.
Debe ser capaz de desarrollar rotaciones plásticas de 0.03
radianes al ser sometidas a varios ciclos de carga reversibles.
La mayor parte de la rotación plástica ocurre en el extremo de la
trabe y no en la conexión o en el alma de la columna, por lo que es
deseable que la conexión viga-columna sea lo más rígida posible.
54
En el diseño moderno de estructuras de acero en México, se busca
tener una alta redundancia de marcos rígidos, con conexiones a
momento, para poder compensar las ahora conocidas
incertidumbres de posibles fracturas frágiles en la conexión viga-
columna tradicional.
3.2 PARTES EMPERNADAS
3.2.1 Material de la Conexión
Todo el material dentro del grip del perno deberá ser de acero. No
deberá haber material compresible para conexión ni para aislamiento
dentro del grip. Las partes empernadas de acero estarán bien ajustadas,
conexiones firmemente después que los pernos estén apretados, y
podrían estar o no recubiertas. La pendiente de las superficies de las
partes en contacto con la cabeza del perno o la tuerca no deberá exceder
en 1:20 con respecto al plano normal del eje de perno.
3.2.2 Condiciones de la Superficie
En el momento del ensamblaje, todas las superficies de las
conexiones, incluidas superficies adyacentes de la cabeza del perno y la
tuerca, deberán ser libres de escamas, excepto las cascarillas de
laminación por el apretado, y deberán ser libres de suciedades y otros
materiales externos. La rebabas que podrían impedir el contacto firme de
55
las partes conectadas en condiciones de apriete sin holgura deberán ser
removidas.
La pintura es permitida incondicionalmente en las conexiones para
toda superficie de contacto, excepto en conexiones críticas al
deslizamiento.
Las superficies de contacto de conexiones críticas al deslizamiento
deberán reunir los requerimientos descritos en los siguientes párrafos,
como aplicable.
1. En conexiones sin recubrimiento, la pintura, incluido cualquier
overspray inadvertido, deberá ser excluido del área no mayor a un
diámetro del perno ni menor a una pulgada desde el borde de
cualquier agujero.
2. Las conexiones que específicamente tengan pintura en las
superficies de contacto deberán ser limpiadas y recubiertas con
una pintura calificada como clase A o B, de acuerdo a los
requerimientos del numeral anterior.
3. Sujeto a la aprobación del registro del ingeniero, recubrimientos
proporcionados por el coeficiente de deslizamiento menor a 0.33
puede ser usado del proporcionado por el significado de
coeficientes de deslizamiento que está establecido por pruebas de
acuerdo a los requerimientos del párrafo 2, y el diseño de
resistencia al deslizamiento.
56
4. Las conexiones recubiertas no deberán ser ensambladas antes de
que los recubrimientos hayan sido curados por el mínimo tiempo
utilizado en las pruebas calificativas.
5. Las superficies de contacto con especificaciones a ser
galvanizadas deberán ser galvanizadas con inmersión en caliente
de acuerdo con la "American Society for Testing and Materials"
ASTM 123 y deberán a continuación tener rugosidad por medio de
cepillado de alambre a mano, el cepillado de alambre con poder no
es permitido.
3.2.3 Tipos de Agujeros
Los tipos de agujeros reconocidos bajo las especificaciones son: los
agujeros estándar, holgados, de ranura corta y de ranura larga. Las
dimensiones nominales para cada tipo de agujero no deberán ser
mayores a las mostradas en la Tabla 13. Los agujeros no mas a 1/32 pulg.
mas grande en el diá metro, que su verdadero equivalente en
decimales del valor nominal del diámetro, esto se podría conseguir
taladrando o fresando del diámetro nominal que es aceptable. El agujero
ligeramente cónico que generalmente resulta de operaciones de
perforado es considerado aceptable. El ancho de los agujeros ranurados
que son producidos a través de oxicorte o una combinación de
perforación o punzonamiento y oxicorte, deberán ser generalmente
mayores que los anchos nominales en no más a 1/32 pulg. excepto el
estriado no mayor a 1/16 pulg. de profundidad deberá ser permitido. Para
57
conexiones cargadas estáticamente, la superficie de corte a soplete no
necesita estar en el suelo. Para conexiones cargadas dinámicamente, las
superficies de corte a soplete deberán estar en un suelo liso.
Tabla 14 Dimisiones Nominales de Agujeros
Diámetro del Perno
Dimensiones de los Agujeros
Diámetro Estándar
Diámetro Holgados
Ranura corta (Ancho*Largo)
Ranura larga (Ancho*Largo)
1/2 4/7 5/8 9/16 x 11/16 9/16 x 1 1/4
5/8 2/3 4/5 11/16 x 7/8 11/16 x 1 9/16
3/4 4/5 1 13/16 x 1 13/16 x 1 7/8
7/8 1 1 15/16 x 1 1/8 15/16 x 2 3/16
1 1 1 1/4 1 1/16 x 1 5/16 1 1/16 x 2 1/2
≥ 1 1/8 d + 1/16 d + 5/16 (d + 1/16) x (d + 3/8) (d + 1/16) x (2.5 x d)
Fuente: Diseño de Estructuras de Acero Jack McCormac_Tabla_12.2
3.3 ÁREAS TOTALES NETAS Y EFECTIVAS
3.3.1 Áreas Totales o gruesas
El área total o área gruesa de la sección transversal de un miembro
estructural, se obtiene sumando las áreas parciales de cada una de sus
partes componentes, en ausencia de perforaciones. En todo caso, las áreas
resultan del producto de su espesor t por el ancho b respectivo, el cual se
mide perpendicularmente al eje del miembro. En el caso de los ángulos, el
área gruesa es el resultado del producto del espesor t por la suma de sus
lados menos el espesor.
58
3.3.2 Áreas Netas
En un miembro sujeto a tensión la presencia de un agujero incrementa
los esfuerzos, aún si el agujero está ocupado por un perno. (Cuando se usan
pernos de alta resistencia puede haber cierto desacuerdo respecto a esto,
bajo ciertas circunstancias). Se tiene menos área de acero sobre la que
puede distribuirse la carga y habrá concentración de esfuerzos a lo largo del
borde del agujero.
La tensión se supone uniformemente distribuida sobre la sección neta
del miembro, aunque estudios de fotoelasticidad demuestran que existe un
incremento en la intensidad del esfuerzo alrededor de los bordes de los
agujeros, que en ocasiones puede alcanzar varias veces el valor del
esfuerzo que se tendría si los agujeros no estuvieran presentes. Sin
embargo, para materiales dúctiles es razonable suponer una distribución
uniforme de esfuerzos cuando el material se carga más allá de su punto de
fluencia. Si las fibras alrededor de los agujeros se esfuerzan hasta su punto
de fluencia, éstas fluirán sin incremento de esfuerzo, redistribuyéndose los
esfuerzos presentes. Bajo carga última es razonable suponer una
distribución uniforme de los esfuerzos. La importancia de la ductilidad en la
resistencia de miembros a tensión empernados se ha demostrado
claramente en ensayos. Los miembros a tensión (con agujeros para pernos)
fabricados de acero dúctil han resultado entre 1/5 y 1/6 más resistentes que
miembros similares, hechos de aceros frágiles con las mismas resistencias
últimas, Sabemos que el acero pierde su ductilidad y se vuelve susceptible a
59
una fractura frágil. Tal condición puede ser creada por cargas que induzcan
fatiga y por temperaturas muy bajas.
Este análisis es aplicable solamente a miembros a tensión sometidos a
cargas relativamente estáticas. Si es necesario diseñar estos miembros por
cargas de fatiga, deberá ponerse especial cuidado en minimizar las fuentes
de concentración de esfuerzos, tales como los cambios bruscos de sección
transversal, esquinas salientes, etc. Además en ocasiones, estos miembros
tendrán que reforzarse.
El término “área neta de la sección transversal” o simplemente “área
neta” se refiere al área bruta de la sección transversal menos la de ranuras,
muescas y agujeros. Al considerar el área de éstos por lo general es
necesario restar un área un poco mayor que la nominal del agujero. Por
ejemplo, en la fabricación de estructuras de acero para conectarse con
pernos, los agujeros se hacen con un diámetro 1/16 pulg. mayor que el
correspondiente al perno. Además, se considera que el punzonado del
agujero daña o aun destruye, 1/16 pulg (1.6mm) más del metal circundante;
por tanto, el área de los agujeros que se resta corresponde a un diámetro 1/8
pulg (3mm) mayor que el diámetro nominal del conector. El área que se
resta por agujero es rectangular e igual al producto del diámetro del agujero
por el espesor del metal. (Si los agujeros deben ser ranurados la práctica
usual es agregar 1/16 pulg. en el ancho real de los agujeros).
60
Las placas con espesores mayores que el diámetro del conector, son
difíciles de punzonar a la medida requerida sin que se presente una
deformación excesiva del material circundante. Estos agujeros deben
prebarrenarse a diámetros ligeramente menores en 3/16 pulg. que los
especificados, y luego, cuando las piezas están ya ensambladas, concordar
al diámetro justo. Con este proceso se daña un poco el material y, como los
agujeros resultantes son lisos y de paredes uniformes, no se considera
necesario restar 1/16 pulg. por daño a los lados. Algunas veces, cuando
deben conectarse piezas de gran espesor los agujeros se taladran al
diámetro del conector, más 1/16 pulg; este proceso resulta muy costoso y
debe evitarse siempre que sea posible.
Puede resultar necesario adoptar una mayor tolerancia dimensional
durante los montajes para pernos de alta resistencia con diámetros mayores
de 5/8 pulg., para esta situación pueden usarse agujeros mayores que los
estándar sin reducir la eficiencia de la conexión. Estos agujeros pueden ser
ovalados.
Las conexiones de los miembros a tensión deben diseñarse de modo
que no tengan excentricidad. Si este arreglo es posible, se supone que el
esfuerzo se distribuye uniformemente sobre toda la sección neta del
miembro. Si las conexiones tienen excentricidad se producirán momentos
que ocasionan esfuerzos adicionales en la vecindad de la conexión.
Desafortunadamente, con frecuencia es muy difícil arreglar conexiones sin
excentricidad. Aunque las especificaciones abarcan algunas situaciones, el
61
proyectista deberá usar su buen juicio al considerar las excentricidades en
ciertos casos.
Suponiendo agujeros normales o estándar, todos iguales en tamaño, de
diámetro da, dispuestos en forma alternada, el área neta en cada trayectoria
potencial resulta
[Ec. 3.1]
An: área neta
A: área total o área gruesa
s: paso
m: números de agujeros que contiene la trayectoria analizada
g: gramil
n: número de tramos oblicuos de la trayectoria
1
1
Lc
b
a a a Le
Lc
g1
g1
gg
g1
g1
a) Trayectoria Recta b) Trayectoria en zigzag
2
2
b
62
3
3
b
c) Trayectoria en diagonal
Figura 23 Trayectorias potenciales de falla
Las áreas netas de las diferentes trayectorias de falla de la conexión son:
1.
2.
3.
3.3.2.1 Área neta efectiva
Diferentes factores influencian el comportamiento de una conexión,
determinando su eficiencia. Entre ellos, se pueden mencionar la ductilidad
del material, la distribución de los conectores, su espaciamiento y el retraso
del cortante
El retraso del cortante se presenta cuando algunos elementos de la
sección transversal no están conectados, como en el caso en que un solo
lado de un ángulo está empernado a una placa de nudo, como se muestra
63
en la figura A.8. La consecuencia de esta conexión parcial es que el
elemento conectado resulta sobrecargado y la parte no conectada no queda
plenamente esforzada. Alargando la región conectada reducirá este efecto.
Consecuentemente, las especificaciones LRFD B3 sugieren que el retraso
del cortante sea tomado en cuenta usando un área neta reducida o efectiva.
Como el retraso del cortante afecta tanto a las conexiones empernadas
como a las soldadas, el concepto del área neta efectiva es aplicable a
ambos tipos de conexiones.
Sección
Figura 24 Conexión de un ángulo a una placa
Para la conexión empernada, el área neta efectiva es
Ae = U An [Ec. 3.2]
Y para conexiones soldadas es
Ae = U Ag [Ec. 3.3]
Donde el factor de reducción U está dado por
U = 1 - [Ec. 3.4 ó B 3-2 AISC]
64
En esta expresión, x es la distancia del centroide del área conectada al
plano de la conexión y L es la longitud de la conexión. Si un miembro tiene
dos planos simétricamente localizados de conexión, x se mide desde el
centroide de la mitad del área más cercana. La figura 25 ilustra x para varias
secciones transversales.
Figura 25 Distancia del centroide del área conectada al
plano de la conexión
La longitud L en la ecuación 3.4 es la longitud de la conexión en la
dirección de la carga, como se muestra en la figura 26 Para conexiones
empernadas, ella se mide desde el centro del perno en un extremo de la
conexión al centro del perno en el otro extremo.
Para soldaduras, ella se mide desde un extremo de la conexión al otro.
Si se tienen segmentos de longitudes diferentes en la dirección de la carga,
se usa el segmento más largo.
x
x
x
x x
65
(a) Empernada
(b) Soldada
Figura 26 Longitud de la conexión en la dirección de la carga
Con base en los valores promedio de x/L para varios tipos de
conexiones de miembros en tensión empernadas, el Comentario B3 del
AISC da valores del factor de reducción U que pueden usarse en vez del
valor calculado de 1-x/L. Esos valores promedio de U para conexiones
empernadas se basan en dos amplias categorías de conexiones; aquellas
con dos sujetadores por línea en la dirección de la carga aplicada y
aquellas con tres o más por línea. Se dan solo tres valores diferentes;
ellos corresponden a las siguientes condiciones.
Placa de nudo
Miembro en tensión
66
1. Para perfiles W, M y S que tienen una razón ancho a peralte de por lo
menos 2/3 (y perfiles T recortados de ellos) y están conectados a
través de los patines con por lo menos tres sujetadores por línea en la
dirección de la carga aplicada.
U = 0.90
2. Para todos los otros perfiles (incluidos los compuestos) con por lo menos tres sujetadores por líneas.
U = 0.85
3. Para todos los miembros con solo dos sujetadores por línea.
U = 0.75
La aplicación de estas reglas se muestra a continuación:
Ae = 0.85 An
Ae = 0.75 An
(a) (Ángulo simple o doble) (b) (Ángulo simple o doble)
67
Ae = 0.85 An
Canal
(c) (d)
(e) (f)
Figura 27 Tipos de conexiones (valores de reducción)
3.4 MECANISMOS DE TRANSMISIÓN DE LA CARGA
La carga se puede transmitir a través de la conexión empernada por dos
posibles mecanismos.
Por fricción
Por aplastamiento y cortante
3.4.1 Conexiones tipo fricción.
Los pernos de alta resistencia pueden apretarse hasta que se alcanzan
esfuerzos extremadamente altos de tensión, de manera que las partes
IR
Ae =0.85 An
IR
Ae = 0.90 An
IR
Ae = 0.90 An
68
conectadas quedan fuertemente afianzadas entre la tuerca y el perno y su
cabeza; se tiene entonces una considerable resistencia al deslizamiento en
la superficie de contacto. Esta resistencia es igual a la fuerza al apretar
multiplicada por el coeficiente de fricción.
El propósito de una fuerza de tensión tan es el de alcanzar la fuerza de
apriete ilustrada en la figura 28 Se dice que tales pernos están plenamente
tensionados.
Alargamiento
(a) Sin Cargas externas
(b) Carga externa aplicada
Figura 28 Fuerza de Apriete
A largamiento
Total = N
Total = N
Partes conectadas y
perno
Total = N
Total = N
Partes conectadas y
perno
P
P
P
P
N
N
F
F
Solo partes conectadas
69
Cuando una tuerca gira y avanza a lo largo de las roscas de un perno,
las partes conectadas sufren compresión y el perno se alarga. Los
diagramas de cuerpo libre en las figuras 28(a) muestran que la fuerza total
de compresión que actúa sobre la parte conectada es numéricamente igual a
la tensión en el perno. Si se aplica una fuerza P externa, se desarrolla una
fuerza de fricción entre las partes conectadas. El valor máximo posible de
esta fuerza es:
F = µN [Ec 3.5]
Donde μ es el coeficiente de fricción estática entre las partes conectadas
y N es la fuerza normal de compresión que actúa sobre las superficies
internas. El valor de μ depende de la condición de la superficie del acero, por
ejemplo, si está pintada u oxidada. Cada perno en la conexión es, entonces,
capaz de resistir una carga P = F, aún si el vástago del perno no se apoya
sobre la parte conectada. En tanto que esta fuerza de fricción no se exceda,
no habrá aplastamiento o cortante. Si P es mayor que F y se presenta el
deslizamiento, se tendrá entonces a la fuerza cortante y al aplastamiento
que afectarán a la capacidad de la conexión.
70
3.4.2 Conexiones tipo aplastamiento.
La capacidad resistente de los pernos solicitados a corte por
aplastamiento con cargas mayores de tracción y corte combinadas será:
[Ec. 3.6]
Ft es el esfuerzo normal a tracción calculado con las ecuaciones de la
Tabla 15 donde fv es el esfuerzo de corte en los conectores debido a las
cargas mayoradas, debiéndose cumplir en todos los casos:
[Ec. 3.7]
Tabla 15 Esfuerzos límites a tracción Ft para los conectores en conexiones tipo aplastamiento
Descripción de los pernos
Roscas incluidas en el plano de corte
Rocas excluidas del plano de corte
Pernos A 307 59 - 1.9 Fv ≤ 45
Pernos A 325 117 - 1.9 Fv ≤ 90 117 - 1.5 Fv ≤ 90
Pernos A 490 147 - 1.9 Fv ≤ 113 147 - 1.5 Fv ≤ 113
Pernos A 449 diametros mayores a 1 1/2 in
0.98Fu - 1.9Fv ≤ 0.75Fu 0.98Fu - 1.5Fv ≤ 0.75Fu
Remaches A 502 Gr 1. 59 - 1.8 Fv ≤ 45
Remaches A 502 Gr 2. 78 - 1.8 Fv ≤ 60
Fuente: Código_LRFD_Tabla_J3.5
La com<binación de tracción y corte produce una superposición de
cizallamiento en el vástago del perno y un estiramiento por las caras axiales,
71
sumadas a las debidas al efecto de palanca, que tratan de arrancar la
cabeza del conector.
En los pernos, la acción combinada del corte y la tracción se trata en
forma separada en los casos analizados de deslizamiento crítico y de corte
por aplastamiento. Esto se debe a que en las conexiones tipo deslizamiento
crítico, la tracción aplicada reduce la resistencia al corrimiento relativo entre
las placas, los cual facilita que las tuercas de aflojen. Este efecto resulta
especialmente peligroso en miembros solicitados a fatiga. Por otro lado, en
las conexiones tipo aplastamiento bajo la acción combinada mencionada, se
evidencia una distorsión en el vástago que disminuye su capacidad de
resistir cargas adicionales de tracción.
Figura 29 Curva de intersección para esfuerzos combinados.
Las conexiones sometidas a corte y momento, dan lugar en los pernos a
esfuerzos de corte y tracción en las áreas donde el diagrama de flexión esta
traccionado, y a esfuerzos de corte únicamente en la zona de compresión.
Las fuerzas de corte se suponen uniformemente resistidas por todos los
72
conectores, mientras que las de tracción por flexión varían según su
distancia al eje neutro, siendo máximas en las hileras más alejadas.
En las conexiones que soportan fuerzas excéntricas no coplanares, se
producen solicitaciones de corte y momentos, y los conectores deben resistir
esfuerzos combinados de corte y fuerzas axiales de tracción. Las fuerzas de
corte se suponen uniformemente resistidas por todos los pernos pero los
esfuerzos de tracción varían con la distancia al eje neutro, siendo máximos
en las hileras más alejadas.
Manteniendo los esfuerzos resultantes dentro de los límites admisibles,
se desprecia la tracción inicial en los pernos para simplificar el diseño con la
certeza de exceder la resistencia de los mismos.
Si una unión empernada de dos ángulos transmite un momento flector M
al ala del perfil de una columna, como se muestra en la figura 30, la
distribución de los esfuerzos de flexión se indica en el esquema d). Por
encima del eje neutro, los conectores soportan tracción y los ángulos tienden
a separarse del ala de la columna, mientras que por debajo del eje neutro la
compresión es resistida sólo por el contacto entre los ángulos y el ala de la
columna, sin la colaboración de los conectores.
El ancho efectivo del área de compresión es: b´ = 2b
73
Y la ubicación del eje neutro se puede determinar en forma directa,
tomando en consideración las áreas de los conectores en la altura
traccionada, y el área completa de apoyo en la parte comprimida ver figura
29.
M
c
-
+ ft
c
h
b´
y 1
h´
a
h´
b b
a
Figura 30 Eje Neutro
Para ubicar el eje neutro se debe cumplir:
[Ec. 3.8]
Una vez hallado el eje neutro, el esfuerzo máximo ft se obtiene:
[Ec. 3.9]
c es la distancia del eje neutro a la hilera de pernos más alejada en tracción
e I es el momento de inercia con respecto al eje neutro
[Ec. 3.10]
74
Ab es el área de cada perno, Y1 su distancia al eje neutro. Una solución
aproximada pero directa se obtiene mediante la sección equivalente
mostrada en el esquema de la figura 30., sustituyendo las áreas de los
conectores por un rectángulo equivalente de ancho a:
[Ec. 3.11]
Donde s es el paso o espaciamiento entre conectores según el eje
longitudinal y n el número de filas. Los valores de Ab y (s = 3d) son
conocidos.
En este caso, el eje neutro se obtiene de la relación:
[Ec. 3.12]
Esta relación también puede expresarse como:
[Ec. 3.13]
En la mayoría de los problemas usuales la relación (h´/c) varía entre 1/4 y
1/8, y como promedio se adopta 1/6. Por lo tanto, al eje neutro se localiza a
una altura de aproximadamente 1/6 desde el borde comprimido de la
conexión y se debe cumplir:
[Ec. 3.14]
Donde
75
[Ec. 3.15]
El esfuerzo máximo de tracción permite obtener la fuerza máxima T en
la hilera superior de los pernos. En cada perno de esa hilera resulta:
[Ec. 3.16]
Estos criterios son válidos para solicitarlos combinados de corte y
tracción tanto para diseño con cargas de servicio para conexiones tipo
deslizamiento crítico como con cargas factorizadas para conexiones tipo
aplastamiento.
3.5 MODOS DE FALLA
El montaje de estructuras de acero por medio de pernos, es un proceso
que además de ser muy rápido requiere mano de obra menos especializada
que cuando se trabaja con remaches o con soldadura. Aunque el costo de
adquisición de un perno de alta resistencia es varias veces mayor que el de
un remache, el costo total de la construcción empernada, es menor que el de
la construcción remachada, debido a los menores costos por mano de obra y
equipo y al menor número de pernos requeridos para resistir las mismas
cargas.
76
En las conexiones por cortante existen dos amplias categorías de fallas:
la falla del sujetador y la de las partes conectadas.
77
3.5.1 Falla Del Sujetador
Considerando la conexión traslapada de la figura 31a, puede suponerse
que la falla del sujetador ocurre como se muestra. El esfuerzo cortante
promedio en este esfuerzo será
[Ec. 3.16]
Donde P es la carga que actúa sobre un sujetador y d es su diámetro.
La carga puede entonces escribirse como
[Ec. 3.17]
(a) Cortante Simple (b) Cortante doble
Figura 31 Conexión Traslapada
78
Aunque la carga en este caso no es perfectamente concéntrica, la
excentricidad es pequeña y puede despreciarse. La conexión de la figura
31(b) es similar, pero un análisis de los diagramas de cuerpo libre de
porciones del vástago del sujetador, muestra que cada área transversal está
sometida a la mitad de la carga total, o equivalente; dos secciones
transversales son efectivas para resistir la carga total. En cualquier caso la
carga es y esta condición se le llama cortante doble. La carga en
el perno, en la conexión de la figura a, con solo un plano de corte, se le
conoce como cortante simple. La adición de material al espesor de la
conexión, incrementará el número de los planos de corte y reducirá la carga
sobre cada plano. Sin embargo, eso también incrementará la longitud del
sujetador y podría someterlo a flexión.
3.5.2 FALLA DE LAS PARTES CONECTADAS
Otros modos de falla en las conexiones de cortante, implica la falla de
las partes conectadas y caen en dos categorías generales:
1. Falla que resulta de la tensión, cortante o flexión excesivas en
las partes conectadas.
Cuando se conecta un miembro en tensión, las tensiones en el área total
y en el área neta efectiva deben investigarse. Al depender de la
configuración de la conexión, el bloque de cortante también tendría que ser
considerado. El bloque de cortante también debe examinarse en las
79
conexiones de viga a columna en las que el patín superior de la viga está
despatinado. Al depender de los tipos de conexión y carga, los elementos de
la conexión como placas de nudo y ángulos pueden requerir de un análisis
por cortante, tensión, flexión o bloque de cortante. El diseño de una conexión
de un miembro en tensión se hace, por lo regular, en paralelo con el diseño
del miembro mismo, ya que los dos procesos son interdependientes.
2. Falla en la parte conectada debido al aplastamiento ejercido por
los sujetadores.
Si el agujero es ligeramente más grande que el sujetador y este se
supone colocado sueltamente en el agujero, el contacto entre el sujetador y
la parte conectada existirá sobre aproximadamente, la mitad de la
circunferencia del sujetador cuando se aplique una carga. Esta condición se
ilustra en la figura 32 El esfuerzo variará desde un máximo en A a cero en B;
por simplicidad, se emplea un esfuerzo promedio, calculado como la fuerza
aplicada dividida entre el área proyectada de contacto.
Figura 32 Conexión empernada agujero ligeramente más grande que el perno
PL
B
A
P
PL
d
t
d
t
t
d
P
P
80
El esfuerzo de aplastamiento se calcula, entonces, como , donde
P es la fuerza aplicada al sujetador, d es el diámetro del sujetador y t es el
espesor de la parte sometida al aplastamiento.
La carga de aplastamiento es, por lo tanto, P = d t.
El problema de aplastamiento puede complicarse por la presencia de un
perno cercano a la proximidad de un borde en la dirección de la carga, como
se muestra en la figura 33. La separación entre los pernos y las distancias
de los bordes tendrá un efecto sobre la resistencia por aplastamiento.
Figura 33 Separación entre pernos
3.6 RESISTENCIA POR APLASTAMIENTO
La resistencia por aplastamiento es independiente del tipo de sujetador,
porque el esfuerzo en consideración es sobre la parte conectada y no sobre
el sujetador. Por esta razón, la resistencia por aplastamiento, será
considerada antes que la resistencia por cortante y tensión de los pernos.
81
La resistencia por aplastamiento deberá ser revisada para ambos tipos
de conexiones por aplastamiento y por deslizamiento crítico. El uso de
agujeros sobredimensionados, alargados cortos y alargados largos que sean
paralelos a la línea de fuerza, estarán restringidos en las conexiones a
deslizamiento crítico por la Sección J3.2 del AISC.
Resistencia por aplastamiento de los agujeros de pernos es ØRn donde:
Ø = 0.75
Y Rn es la resistencia nominal al aplastamiento determinada como sigue:
a) Para un perno en una conexión hecha con agujeros estándar,
agujeros alargados cortos y largos independientes de la dirección de
la carga, o con un agujero alargado largo que tenga la ranura paralela
a la dirección de la fuerza de aplastamiento:
Cuando la deformación en el agujero del perno es causada por la
carga de servicio y es una consideración de diseño:
Rn =1.2 LctFu ≤ 2.4dtFu [Ec 3.18 o LRFD J3-2a]
Cuando la deformación en el agujero del perno es causada por la
carga de servicio y no es una consideración de diseño:
82
Rn =1.5 LctFu ≤ 3.0dtFu [Ec 3.19 o LRFD J3-2b]
b) Para un perno en una conexión hecha con agujeros alargados largos
que tengan la ranura perpendicular a la dirección de la fuerza:
Rn =1.0 LctFu ≤ 2.0dtFu [Ec 3.20 o LRFD J3-2c]
Donde:
Rn = Resistencia nominal de aplastamiento del material conectado (kg)
Fu = Resistencia de tensión mínima especificada en la parte crítica
(kg/cm2)
Lc = Distancia libre en la dirección de la fuerza, entre el borde del
agujero y el borde del agujero adyacente o del borde del material (cm)
d = Diámetro del perno (cm)
t = Espesor del material conectado (cm)
En las conexiones, la resistencia por aplastamiento deberá ser tomada
como la sumatoria de las resistencias por aplastamiento de los pernos
individuales.
Para prevenir un alargamiento excesivo del agujero, se fija un límite
superior a la carga de aplastamiento dada por las ecuaciones 3.18, 3.19 y
3.20., proporcional al esfuerzo de fractura multiplicado por el área
proyectada de aplastamiento, o
Rn = C x Fu x área de aplastamiento C Fu d t
83
Donde:
C = Una constante
d = Diámetro del perno
t = Espesor de la parte conectada
Si la deformación es de cuidado, como usualmente lo es, C se iguala a
2.4. Si la deformación no es de importancia, la constante C puede igualarse
a 3.0. En esta tesis consideramos que la deformación es de diseño. La
resistencia por aplastamiento para un solo perno se calculará con la
ecuación 3.18.
La ecuación 3.18 es válida para los agujeros estándar, extragrandes,
ovalados cortos y ovalados largos con la ranura paralela a la carga.
La figura 34 ilustra la distancia Lc. Al calcular la resistencia por
aplastamiento de un perno, considere la distancia de ese perno al perno
adyacente o borde en la dirección de la carga de aplastamiento sobre la
parte conectada. Para el caso mostrado, la cara de aplastamiento esta sobre
el lado izquierdo de cada agujero. La resistencia para el perno 1 se calcula
entonces con Lc medida al borde del perno 2 y la resistencia del perno 2 se
calcula con Lc, medida al borde de la parte conectada.
84
Figura 34 Distancia al borde y entre pernos
Al calcular la distancia Lc, se utilizará el diámetro real del agujero y no
agregar el 1.6 mm (1/16 plg.) como lo requiere la sección B.2 del AISC para
calcular el área neta de un miembro en tensión. En otras palabras, usar un
diámetro de agujero de d + 1.6mm (d +1/16plg), y no d + 30mm (d + 1/8plg).
Si h denota el diámetro del agujero, entonces
[Ec. 3.21]
El cálculo de la resistencia por aplastamiento, a partir de la ecuación 2.3,
puede simplificarse en algo con la forma siguiente. El Límite superior será
efectivo cuando
1.2 Lc t Fu = 2.4d t Fu
O bien
Lc = 2d
85
Esta relación se utiliza para determinar cuándo gobierna el límite
superior de 2.4dtFu :
Si Lc ≤ 2d, usar Rn =1.2 Lc t Fu [Ec 3.22]
Si Lc > 2d, usar Rn = 2.4d t Fu [Ec 3.23]
3.7 CONEXIONES TIPO FRICCIÓN Y APLASTAMIENTO
Cuando los pernos de alta resistencia se tensan por completo, las partes
conectadas quedan abrazadas fuertemente entre sí; se tiene entonces una
considerable resistencia al deslizamiento en la superficie de contacto. Esta
resistencia es igual a la fuerza al apretar multiplicada por el coeficiente de
fricción.
Si la fuerza cortante es menor que la resistencia permisible por fricción,
la conexión se denomina tipo fricción. Si al carga excede a la resistencia por
fricción, habrá un deslizamiento entre los miembros con un posible
degollamiento de los pernos y al mismo tiempo las partes conectadas
empujaran sobre los pernos como se muestra en la figura 34.
Las superficies de la conexión, incluidas las adyacentes a las roldanas,
deben estar libres de escamas, polvo, rebabas y otros defectos que puedan
impedir un contacto pleno entre las partes. Es necesario que las superficies
de las partes conectadas tengan pendientes no mayores a 1:20 con respecto
86
a las cabezas y tuercas de los pernos a menos que se usen roldanas
biseladas. En conexiones tipo fricción las superficies de contacto también
deben estar libres de aceite, pintura y lacas, (En realidad, la pintura puede
usarse si se demuestra por medio de pruebas que es satisfactoria.)
Si las superficies de contacto están galvanizadas, el factor de
deslizamiento se reducirá a casi la mitad del valor correspondiente a las
superficies limpias de costras de laminación. El factor de deslizamiento
puede mejorarse bastante si las superficies se sujetan a un cepillado manual
o a un sopleteado con arena. Sin embargo, estos tratamientos no
incrementan la resistencia al deslizamiento frente a cargas permanentes
donde aparentemente se manifiesta un comportamiento de escurrimiento
plástico.
Las especificaciones AASHTO permiten la galvanización si las
superficies así tratadas se rayan con cepillos de alambre o se someten a un
sopleteado con arena después de la galvanización y antes del montaje.
Las especificaciones ASTM permiten la galvanización de los pernos
A325, pero no la de los A490. Existe el peligro de que este acero de alta
resistencia se vuelva frágil por la posibilidad de que le penetre hidrógeno
durante el proceso de galvanización.
Si se logran condiciones especiales en la superficie de contacto
(superficies sopleteadas o superficies sopleteadas y después recubiertas
87
con capas especiales resistentes al deslizamiento) para aumentar la
resistencia al deslizamiento, el proyecto puede incrementar los valores
usados aquí hasta alcanzar los dados por el Research Council on Structural
Joints, (Consejo de investigación de conexiones estructurales) en la parte 6
del manual LRF.
88
3.7.1 CONEXIONES MIXTAS
En ocasiones los pernos pueden usarse en combinación con soldadura
y otras veces en combinación con remaches (como cuando se añaden a
viejas conexiones remachadas para permitir recibir mayores cargas). Las
especificaciones LRFD contienen algunas reglas específicas para estas
situaciones.
Pernos en combinación con soldadura
Para construcciones nuevas no se usan pernos ordinarios A307 ni los de
alta resistencia, en conexiones tipo aplastamiento, para compartir la carga
con soldadura. (Antes de que la resistencia última de la conexión se alcance,
los pernos se deslizarán y la soldadura tendrá que tomar una proporción
mayor de la caga; la proporción exacta es difícil determinar.) En tales
circunstancias la soldadura tendrá que diseñarse para resistir la carga total.
Si los pernos se diseñan para conexiones tipo fricción, se permite que
comparta la carga con la soldadura. Para tales situaciones, el contenido J1.9
de LRFD establece que se necesita apretar totalmente los pernos antes de
hacer cualquier soldadura. Si se hace primero la soldadura, el calor de éstas
puede distorsionar la conexión de modo que no se obtenga la resistencia al
deslizamiento critico deseada en los pernos. Si éstos se colocan y se
aprietan totalmente antes de hacer las soldaduras, el calor de la soldadura
no cambiará las propiedades mecánicas de los pernos. Para tal caso se
89
puede suponer que los pernos de deslizamiento crítico y las soldaduras
comparten la carga.
Si estamos haciendo alteraciones en una estructura existente que está
conectada con pernos de aplastamiento o apretados sin holgura o bien con
remaches, podemos suponer que cualquier deslizamiento que vaya a ocurrir,
ya ha tenido lugar. Entonces, si estamos usando la soldadura en la
alteración, diseñaremos esas soldaduras despreciando la fuerza que se
producen por la carga muerta existente.
3.7.2 TRANSMISIÓN DE CARGA Y TIPOS DE CONEXIONES
A continuación veremos algunos de los tipos de conexiones empernadas
sujetas a fuerza axial (cargas que pasan por el centro de gravedad del grupo
de conectores). Para cada uno de esos tipos se analizan los métodos de
transmisión de la carga.
En la parte a) de la figura 35 Se supone que las placas están
conectadas con un grupo de pernos apretados sin holgura. En otras
palabras, los pernos no están lo suficientemente apretados como para
oprimir fuertemente las placas. Si se supone que hay poca fricción entre las
placas, éstas se deslizaran un poco debido a las cargas aplicadas que se
muestran. En consecuencia, las cargas en las placas tenderán a degollar los
conectores en el plano entre las placas y a apoyarse a los lados de los
pernos como se muestra en la figura.
90
Los conectores se encuentran entonces a corte simple y aplastamiento.
Figura 35 a) Conexión traslapada b) Conexión a tope
Estos deben tener suficiente resistencia para soportar esas fuerzas
satisfactoriamente y los miembros que forman la conexión ser lo bastante
fuertes para prevenir su desgarramiento por los conectores.
Los pernos de alta resistencia tensados forman una clase aparte. Si se usan
los métodos para apretar descritos previamente se obtiene una tensión
confiable en los pernos que dan como resultado grandes fuerzas al apretar
y una gran resistencia confiable por fricción al deslizamiento. A menos que
las cargas por transmitirse sean mayores que la resistencia por fricción, las
fuerzas totales se resisten por fricción y los pernos no quedan sometidos ni a
corte ni a aplastamiento. Si la carga excede a la resistencia por fricción
a)
b)
Aplastamiento sobre el perno
Flexión producida en una conexión traslapada
Pernos sometidos a corte en dos planos
91
habrá un deslizamiento, quedando los pernos sometidos a corte y
aplastamiento.
Conexión traslapada
La conexión en la parte a) de la figura 35 se denomina conexión
traslapada. Este tipo de conexión tiene el inconveniente de que el eje de
gravedad de la fuerza en un miembro no es colineal con el eje de gravedad
de la fuerza en el otro miembro. Se presenta un par que causa una flexión
que no es de desearse en la conexión como se muestra en la figura. Por
esta razón, la conexión traslapada, que se usa sólo para conexiones
menores, debe diseñarse con dos conectores por lo menos en cada línea
paralela a la longitud del miembro para minimizar la posibilidad de una falla
por flexión.
Conexión a tope
Una conexión a tope se forma cuando se conectan tres miembros como
se muestra en la figura 35 b). Si la resistencia al deslizamiento entre los
miembros es insignificante, los miembros se deslizarán un poco y tendrán a
degollar simultáneamente a los pernos en los dos planos de contacto. Los
miembros se apoyan sobre los pernos y se dice que éstos se encuentran
sometidos a cortante doble y aplastamiento. La conexión a tope tiene dos
ventajas principales sobre la conexión traslapada; estas son:
92
1. Los miembros están colocados en forma tal que la fuerza cortante P
se divide en dos partes, por esto la fuerza en cada plano es sólo la
mitad que la que se tendría en un solo plano en la conexión
traslapada. Desde el punto de vista cortante la capacidad de carga de
un grupo de pernos en cortante doble es teóricamente el doble que la
del mismo número de pernos en cortante simple.
2. Se obtiene condiciones de carga más simétrica. (La conexión a tope
proporciona una condición de simetría si los miembros externos son
del mismo espesor y resisten las mismas fuerzas. El resultado es una
reducción o eliminación de la flexión descrita para la conexión
traslapada).
Conexiones de plano doble
En este tipo de conexiones los pernos están sujetos a cortante simple y
aplastamiento pero el momento flexionante no se presenta; en la figura 36 a)
se muestra un colgante con este tipo de conexión en la que los pernos están
sujetos a cortante simple en dos planos diferentes.
93
Figura 36 a) Conexión de un colgante.
b) Pernos en cortante múltiple
Varios
En general las conexiones empernadas constan de conexiones a tope o
traslapadas o alguna combinación de estas, pero existen también otros
casos. Por ejemplo, se tienen ocasionalmente conexiones con más de tres
miembros y los pernos quedan sometidos a cortante múltiple como se ve en
la figura 36 b). En esta figura se puede ver como las cargas tienden a cortar
el perno en cuatro planos separados (cortante cuádruple).Aunque los pernos
en esta conexión están sometidos a cortante en más de dos planos, la
practica comúnmente es considerar un cortante doble para el cálculo de la
resistencia. Parece improbable que fallas de cortante puedan ocurrir
simultáneamente en tres o más planos.
a)
a) b)
P/2 P/2
P
94
3.8 CONEXIONES EXCÉNTRICAS
3.8.1 Conexiones excéntricas empernadas
En una conexión excéntrica la resultante de las cargas aplicadas no
pasa por el centro de gravedad de los sujetadores o las soldaduras. Si la
conexión tiene un plano de simetría, el centroide del área de corte de los
sujetadores o las soldaduras se usa como punto de referencia, y la distancia
perpendicular de la línea de acción de la carga al centroide se llama
excentricidad.
Aunque una gran mayoría de las conexiones están cargadas
excéntricamente, en muchos casos la excentricidad es pequeña sin
embargo, se recomienda revisar.
La conexión de la viga con ángulo que se muestra en la figura 37, es
una conexión excéntrica típica. Esta conexión en forma empernada o
soldada, se usa comúnmente para conectar vigas a columnas. Aunque las
excentricidades en este tipo de conexión son, por lo regular, despreciables,
ellas existen y se emplean aquí como ilustración. Dos conexiones diferentes
están en realidad presentes: la unión de la viga a los ángulos y la unión de
los ángulos a la columna. Esas conexiones ilustran las dos categorías
básicas de las conexiones excéntricas: aquellas que generan solo cortante
en los sujetadores y aquellas que generan cortante y tensión.
95
Figura 37 Conexión de una viga con ángulo
Si la viga y los ángulos se consideran por separado de la columna, como
se mostró en la figura 37, es claro que la reacción R, actúa con una
excentricidad e, medida desde el centroide de las áreas de los sujetadores
en el alma de la viga.
Esos sujetadores quedan, entonces, sometidos a la fuerza cortante y a
un par que se halla en el plano de la conexión y que genera los esfuerzos
cortantes torsionantes.
Si la columna y los ángulos se aíslan de la viga, como se presentó en la
figura 37(c), es claro que los sujetadores en el patín de la columna están
sometidos a la reacción R que actúa con una excentricidad e desde el plano
96
de los sujetadores, por lo que el par tiende a tensionar la parte superior de la
conexión y a comprimir la parte inferior. Los sujetadores en la parte superior
de la conexión estarán, entonces, sometidos a cortante y tensión.
3.8.2 Conexiones Excéntricas Empernadas: Sólo Cortante
La conexión de la ménsula de la columna que se muestra en la figura 38
es un ejemplo de una conexión empernada sometida a un cortante
excéntrico. Existen dos enfoques para la solución de este problema: el
análisis tradicional elástico y el más exacto (pero más complejo) por análisis
de resistencia última. Ambos serán ilustrados.
Figura 38 Conexión de una ménsula
97
3.8.3 Análisis Elástico
En la figura 39, las áreas de corte de los sujetadores y las cargas se
muestran separadas de la columna y de la placa de la ménsula. La carga
excéntrica P puede reemplazarse por la misma carga al actuar aplicada en el
centroide más el par M = P/n, donde n es el número de sujetadores.
Las fuerzas en los sujetadores que resultan del par pueden encontrarse
al considerar que los esfuerzos cortantes en los sujetadores son el resultado
de la torsión de una sección transversal constituida por las áreas
transversales de los sujetadores. Si se hace tal supuesto, el esfuerzo
cortante en cada sujetador se encuentra con la fórmula de la torsión
[Ec. 3.24]
Dónde:
d = distancia del centroide del área al punto donde se está calculando
el esfuerzo
J = momento polar de inercia del área respecto al centroide
Y el esfuerzo Fv es perpendicular a d. Aunque la fórmula de la torsión es
aplicable sólo a los cilindros circulares rectos, su uso aquí es conservador,
dando esfuerzos que son algo mayores que los esfuerzos reales.
98
Figura 39 Carga excéntrica y área de los sujetadores
Si se emplea el teorema de los ejes paralelos y se deprecia el momento
polar de inercia de cada área circular respecto a su propio centroide. J para
el área total puede aproximarse como:
[Ec. 3.25]
Siempre que todos los sujetadores tengan la misma área. La ecuación
3.24 puede entonces escribirse como:
[Ec. 3.26]
99
Y la fuerza cortante en cada sujetador causado por el par es:
[Ec. 3.27]
Las dos componentes de fuerza cortante así determinadas pueden
sumarse vectorialmente para obtener la fuerza resultante p, como se
muestra en la figura 39(b), donde el sujetador inferior derecho se usa como
ejemplo. Cuando se ha determinado la resultante máxima, se elige el
tamaño del sujetador que resiste esta fuerza. El sujetador crítico no puede
siempre encontrarse por inspección y es necesario hacer los cálculos de
varias fuerzas.
Es más conveniente, en general, trabajar con los componentes
rectangulares de fuerzas. Para cada sujetador, los componentes horizontal y
vertical de la fuerza cortante directa resultante son:
[Ec. 3.29]
Donde Px y Py son los componetes x y y de la carga P total en la
conexión, como se muestra en la figura 40 Las componentes horizontal y
vertical causadas por la excentricidad pueden encontrarse como sigue. En
términos de las coordenadas x y y de los centros de las áreas de los
sujetadores,
[Ec. 3.30]
100
Figura 40 Componentes x y y de una carga P
Donde el origen del sistema coordenado está en el centroide del área
cortante total de los sujetadores. La componente x de Pm es:
[Ec. 3.31]
De manera similar
[Ec. 3.32]
Y la fuerza total en el sujetador es:
[Ec. 3.33]
Donde:
[Ec. 3.34]
[Ec. 3.35]
101
Si P, la carga aplicada a la conexión, es una carga factorizada, entonces
la fuerza p sobre el sujetador es la carga factorizada por ser resistida en
cortante y aplastamiento, es decir, la resistencia de diseño requerida.
3.8.4 Análisis Por Resistencia Última
El procedimiento anterior es relativamente fácil de aplicar, pero es
inexacto, del lado conservador. El principal defecto en el análisis es el
supuesto que implica que la relación carga deformación del sujetador es
lineal y que el esfuerzo de fluencia no se excede. La evidencia experimental
muestra que éste no es el caso y que los sujetadores individuales no tienen
un esfuerzo bien definido de fluencia cortante. El procedimiento que
describiremos aquí resuelve la resistencia última de la conexión al utilizar
una relación carga-deformación no lineal que fue determinada de manera
experimental para los sujetadores individuales.
El estudio experimental reportado por Crawford y Kulak (1971) usó
pernos A325 de diámetro igual a ¾ pulg., tipo aplastamiento y placas de
acero A36, pero los resultados pueden utilizarse con poco error para pernos
A325 de tamaños diferentes y aceros de otros grados. El procedimiento da
resultados conservadores cuando se emplean pernos tipo fricción (críticos al
deslizamiento) y pernos A490 (AISC, 1994).
102
La fuerza R en un perno correspondiente a una deformación Δ es:
[Ec. 2.36]
[Ec. 3.37]
Donde:
Rult = fuerza cortante en la falla del perno = 33595 kg
e = base de los logaritmos naturales
μ = un coeficiente de regresión = 10
λ = un coeficiente de regresión = 0.55
La resistencia última de la conexión se basa en los siguientes
supuestos:
1. En la falla, el grupo de sujetadores gira alrededor de un centro
instantáneo (CI).
2. La deformación de cada sujetador es proporcional a su distancia al CI
y actúa perpendicularmente al radio de rotación.
3. La capacidad de la conexión se alcanza cuando se obtiene la
resistencia ultima del sujetador más alejado del CI (la figura 41
muestra las fuerzas en los sujetadores como fuerzas resistentes al
actuar oponiéndose a la carga aplicada).
4. Las partes conectadas permanecen rígidas.
103
Como consecuencia del segundo supuesto, la deformación de un
sujetador individual es:
[Ec. 3.38]
Donde:
r = distancia del CI al sujetador
rmáx = distancia al sujetador más alejado
Δmáx = deformación del sujetador más alejado bajo la carga última = 0.34
(determinada experimentalmente)
Figura 41 Fuerzas en los sujetadores
Al igual que el análisis elástico, es más conveniente trabajar con
componentes rectangulares, o
y [Ecs. 3.39 Y 3.40]
104
Donde x y y son las distancias horizontal y vertical del centro
instantáneo al sujetador. En el instante de la falla, el equilibrio debe
mantenerse y las tres ecuaciones siguientes de equilibrio serían aplicables al
grupo de sujetadores (referirse a la figura 41):
[Ec. 3.41]
[Ec. 3.42]
[Ec. 3.43]
Donde el subíndice n identifica a un sujetador individual y m es el
número total de sujetadores. El procedimiento general es suponer la posición
del centro instantáneo y luego determinar si el valor correspondiente de P
satisface la ecuación de equilibrio. Si es así, esta posición es correcta y P es
la capacidad de la conexión. El procedimiento específico es como sigue:
1. Suponer un valor para ro.
2. Despejar P de la ecuación 3.42.
3. Sustituir ro y P en las ecuaciones 3.41 y 3.43.
4. Si esas ecuaciones se cumplen con un margen aceptable, el análisis
está completo. De otra manera, debe seleccionarse un nuevo valor de
prueba para ro y repetirse el proceso.
105
Para el caso usual de carga vertical, la ecuación 3.41 se satisface
automáticamente. Por simplicidad y sin pérdida de generalidad,
consideramos solo este caso. Sin embargo, aún con este supuesto, los
cálculos, incluso para los problemas más triviales, son abrumadores y se
requiere la ayuda de una computadora.
3.8.5 Conexiones Excéntricas Empernadas: Cortante más Tensión
En una conexión como la de la figura 42, de un ménsula formada por un
muñón de T estructural, una carga excéntrica crea un par que incrementara
la tensión en la fila superior de los sujetadores, y la disminuirá en la fila
inferior. Si los sujetadores son pernos sin tensión inicial, los pernos
superiores quedarán sometidos a la tensión y los inferiores no serán
afectados.
Independientemente del tipo de sujetador, cada uno recibirá una porción
igual de carga cortante.
Figura 42 Ménsula formada por una T estructural
Si los sujetadores son pernos de alta resistencia pretensionados, la
superficie de contacto entre el patín de la columna y el patín de la ménsula
106
estará uniformemente comprimida antes de que se aplique la carga externa.
La presión de apoyo será igual a la tensión total de los pernos, dividida entre
el área de contacto. Conforme la carga P es gradualmente aplicada, la
compresión en la parte superior será aliviada y la presión en el fondo se
incrementará, como se presenta en la figura 43(a). Cuando la compresión en
la parte superior ha sido completamente vencida, las componentes se
separarán y el par Pe será resistido por las fuerzas de tensión en los pernos
y por la compresión sobre la superficie restante de contacto, como se
presenta en la figura 43(b). Al acercarse la carga última, las fuerzas en los
pernos se aproximarán a sus resistencias últimas de tensión.
Usaremos en este trabajo un método simplificado, conservador. Se
supone que el eje neutro de la conexión pasa por el centroide de las áreas
de los pernos. Los pernos arriba de este eje están sometidos a la tensión y
los pernos abajo del eje se supone que se encuentran sometidos a fuerzas
de compresión, como se muestra en la figura 43(c)., se supone que cada
perno ha alcanzado un valor último de rut. Como hay dos pernos en cada
nivel (figura 43(c), cada fuerza se presenta como 2rut. La resultante de las
fuerzas de tensión y compresión es un par igual al momento resistente de la
conexión. El momento de este par puede encontrarse al sumar los
momentos de las fuerzas en los pernos respecto a cualquier eje
conveniente, por ejemplo, el eje neutro. Cuando el momento resistente se
iguala al momento aplicado, de la ecuación resultante puede despejarse la
fuerza desconocida rut de tensión en el perno.
107
(a)
(b) (c)
Figura 43 Diagrama de fuerzas
3.9 CONEXIONES A MOMENTO
En todas las conexiones de viga a columna y de viga a viga, hay en
algún grado cierta restricción por momento, aún en las conexiones
diseñadas como simples o libres de momento. Por una parte, es imposible
construir una articulación perfectamente libre de fricción y la mayoría de las
conexiones diseñadas para estar libre de momento, fallan en alcanzar tal
condición. Por otra parte es también difícil fabricar una conexión
perfectamente rígida que sea capaz de transmitir el 100% de la capacidad
por momento de un miembro a otro. Aunque las conexiones de viga con
ángulo o de asiento podrían parecer algo rígidas, ellas transmitirán, en
realidad, muy poco momento si los ángulos de la conexión son lo
108
suficientemente flexibles. Como se indicó antes, la excentricidad de la carga
con respecto a los pernos o a las soldaduras es muy pequeña y, por lo
regular, se desprecia.
Las Especificaciones AISC definen dos clases de construcción en la
Sección A2 sobre “Tipos de Construcción”.
3.9.1 Tipo FR – Totalmente restringida (estructuración rígida o
continua).
Este tipo de estructura tiene conexiones resistentes a momento,
capaces de transmitir cualquier momento que el miembro pueda resistir, sin
rotación relativa de los miembros que se pueden unir en la conexión. Este
tipo de construcción es autorizado sin restricciones. Si el marco se diseña
como marco rígido, las conexiones deben diseñarse de manera
correspondiente, es decir, como conexiones por momento.
3.9.2 Tipo PR – Parcialmente restringida (estructuración semirrígida).
En este tipo de construcción el marco se diseña con base en una
cantidad conocida de restricción, intermedia entre simple y rígida, en cada
conexión. En general, la restricción del momento será del orden de entre
20% y 90% de la capacidad por momento del miembro. La principal
desventaja de este tipo de estructuración es el requisito de un análisis
estructural riguroso que tome en cuenta esta restricción parcial de las
109
conexiones. Implícito en este requisito, está la necesidad de contar con las
curvas de momento-rotación para las conexiones.
Si se desprecia la restricción parcial, las vigas pueden tratarse como
simplemente apoyadas sin resistencia por momento en las conexiones. Las
conexiones de vigas enmarcadas o conexiones de viga por alma y con
asiento, mencionadas con anterioridad, Caen en esta clasificación. En
general, las conexiones que transmiten menos del 20% de la capacidad del
miembro se consideran simples.
Los soportes de vigas diseñados de esta manera se llaman a veces,
conexiones por cortante, ya que solo es transmitida la reacción o la fuerza
cortante de extremo.
Los marcos con conexiones de cortante deben arriostrarse en el plano
del marco, porque no se tiene “acción de marco” que proporcione una
estabilidad lateral. Este arriostramiento toma varias formas: miembros de
arriostramiento diagonal, muros de cortante o soporte lateral de una
estructura adyacente. Los momentos que resultan de las cargas laterales
(usualmente por viento o sismo) también son tomados en cuenta en el
diseño de las conexiones seleccionadas de viga a columna. En este
enfoque, se supone que la conexión actúa como una conexión simple al
resistir las cargas muertas y vivas (cargas de gravedad) y como una
conexión por momento con capacidad limitada para resistir los momentos
por viento. La conexión será, en realidad, una conexión parcialmente
restringida independientemente de la carga. Si la viga se diseña como si
110
estuviera simplemente soportada, el momento máximo por carga de
gravedad estará sobreestimado y la viga quedará algo sobrediseñada. Sin
embargo, en muchos casos los momentos por viento serán pequeños y el
sobrediseño será pequeño. Si se emplea este concepto de estructuración
simple, las Especificaciones requieren que se cumplan con las siguientes
condiciones:
1. Aunque las vigas (o trabes) no estén simplemente apoyadas, ellas
deben ser capaces de soportar las cargas de gravedad como si ellas
lo estuvieran.
2. Las conexiones y los miembros conectados (vigas y columnas)
deben ser capaces de resistir los momentos por viento.
3. Las conexiones deben tener suficiente capacidad rotacional
inelástica para que los sujetadores no queden sobrecargadas bajo la
acción combinada de las cargas de gravedad y viento.
En la Figura 44 están ilustrados varios ejemplos de conexiones por
momento que por lo regular se utilizan. Como regla general, la mayor parte
del momento transmitido es a través de los patines de la viga y la mayor
parte de la capacidad por momento se desarrolla ahí. La conexión en la
Figura 44(a) tipifica este concepto. La placa que conecta el alma de la viga a
la columna es soldada en taller a la columna y empernada en campo a la
viga. Con este arreglo, la viga se mantiene de forma conveniente en
posición, de manera que los patines puedan ser soldados en campo a la
columna.
111
La conexión de placa se diseña para resistir solo cortante y ella se
encarga de tomar la reacción de la viga. Las soldaduras de ranura de
penetración completa conectan los patines de la viga a la columna y pueden
transmitir un momento igual a la capacidad por momento de los patines de la
viga. Esto constituye la mayor parte de la capacidad por momento de la viga,
pero una pequeña cantidad de restricción será también proporcionada por la
conexión de la placa (debido al endurecimiento por deformación, la
capacidad por momento plástico total de la viga puede, en realidad,
desarrollarse a través de los patines). Para hacer la conexión por patín, se
requiere que una pequeña porción del alma de la viga se remueva y se use
una “barra de respaldo” en cada patín para permitir que toda la soldadura se
deposite desde la parte superior. Cuando las soldaduras de los patines se
enfrían, ellas se contraen, típicamente 3 mm (1/8 plg). El desplazamiento
longitudinal resultante puede tomarse en cuenta al emplear agujeros
ovalados para los pernos y apretándolos después de que las soldaduras se
han enfriado. Este tipo de conexión también utiliza atiesadores en la
columna, los que no son siempre requeridos.
La conexión por momento de la Figura 44(a), también ilustra una
práctica recomendada para el diseño de conexiones: siempre que sea
posible, la soldadura debe hacerse en el taller de fabricación y el empernado
tendrá que hacerse en campo. La soldadura de taller es menos cara y puede
controlarse, de mejor manera su calidad.
112
En la mayoría de las conexiones por momento de viga a columna, los
miembros son parte de un marco plano y se orientan como se muestra en la
Figura 44(a), es decir, con las almas en el plano del marco de manera que la
flexión de cada miembro es con respecto a su eje mayor. Cuando una viga
debe conectarse al alma de una columna en vez de a su patín (por ejemplo,
en un marco espacial) puede emplearse una conexión como la que se
muestra en la Figura 44(b). Esta conexión es similar a la que se presenta en
la Figura 44(a), pero requiere el uso de atiesadores de la columna para
hacer las conexiones a los patines de la viga.
(a) (b)
(c) (d)
Figura 44 Conexión Viga - Columna a momento
Relleno convencional
Relleno con forma de dedos
Placa de relleno
113
3.9.3 ATIESADORES DE COLUMNAS Y OTROS REFUERZOS
La mayor parte del momento transmitido de la viga a la columna en una
conexión rígida toma la forma de un par que consiste en la fuerzas de
tensión y compresión en los patines de la viga. La aplicación de esas,
relativamente, enormes grandes fuerzas concentradas puede requerir el
refuerzo de la columna. Por momento negativo, como es el caso con la
carga de gravedad, esas fuerzas están dirigidas como se muestra en la
Figura 45, con el patín superior de la viga transmitiendo una fuerza de
compresión.
(a) (b) (c)
Figura 45 Conexión reforzada con atiesadores
Ambas fuerzas son transmitidas al alma de la columna; de las dos
fuerzas, la de compresión resulta más crítica debido al problema de la
estabilidad. La carga de tensión en la parte superior distorsiona el patín de la
columna (que se presenta de forma exagerada en la Figura 45(c), al generar
una carga adicional sobre la soldadura que conecta el patín de la viga al
patín de la columna. Un atiesador del tipo mostrado proporciona un anclaje
114
al patín de la columna. Es claro que este atiesador debe soldarse al alma y
al patín. Si el momento aplicado nunca cambia de sentido, el atiesador que
resiste la carga de compresión (el atiesador inferior en esta figura) puede
ajustarse para que quede apoyado sobre el patín sin tener que ser soldado a
éste.
115
3.9.3.1 Requisitos de Las especificaciones AISC
Los requisitos del AISC para el refuerzo de las almas de columnas se
ven en el Capítulo K sobre las “Fuerzas concentradas”. La mayor parte de
estas normas se basan en los análisis teóricos que han sido modificados
para ajustarse a los resultados de las pruebas. Si la carga factorizada
aplicada, que es transmitida por el patín de la viga o la placa de patín,
excede la resistencia de diseño øRn para cualquiera de los estado límite
considerados, deberán usarse atiesadores.
Para evitar la falla por flexión local del patín de la columna, la carga
de tensión del patín de la viga no debe exceder
ØRn = Ø(6.25t2f Fyf) [Ec. 3.44 o LRFD K1-1]
Donde:
Ø = 0.90
tf = espesor del patín de la columna
Fyf = esfuerzo de fluencia del patín de la columna
Para el estado límite de fluencia local del alma en compresión,
ØRn = Ø[(5k + N)Fyw tw] [Ec. 3.45 o LRFD K1-2]
116
O, cuando se aplica la carga a una distancia del extremo del miembro
igual al peralte de éste,
ØRn = Ø[(2.5k + N)Fyw tw] [Ec. 3.46 o LRFD K1-3]
Donde:
Ø = 1.00
k = distancia de la superficie exterior de patín de la columna a la punta
del filete en el alma
N = longitud de carga aplicada = espesor del patín de la viga o placa del
patín
Fyw = esfuerzo de fluencia del alma a la columna
tw = espesor del alma de la columna
Para impedir el aplastamiento del alma cuando la carga de compresión
se transmite a un solo patín, como en el caso de una columna exterior con
una viga conectada por un solo lado, la carga aplicada no debe exceder la
resistencia del diseño dada por una de las siguientes ecuaciones.
Cuando la carga se aplica a una distancia de por lo menos d/2 del
extremo de la columna,
a) Cuando la fuerza de compresión concentrada a resistir sea aplicada a
una distancia a partir del extremo del miembro mayor o igual que d/2.
[Ec. 3.47 o LRFD K1-4]
117
b) Cuando la fuerza de compresión concentrada a resistir sea aplicada a una
distancia a partir del extremo del miembro menor o igual que d/2.
Para
[Ec. 3.48 o LRFD K1-5a]
Para
[Ec 3.49 o LRFD K1-5b]
Donde:
Ø = 0.75
d = peralte total de la columna
Cuando se requieran atiesadores transversales deberán estar apoyados
o estar soldados al patín cargado para desarrollar la fuerza transmitida a los
atiesadores. La soldadura que conecta a los atiesadores transversales con el
alma deberá ser diseñada para transmitir la fuerza desequilibrada del
atiesador al alma.
El pandeo por compresión del alma debe investigarse cuando las
cargas son transmitidas a ambos patines de la columna. Tal condición de
118
carga ocurre en una columna interior con las vigas conectadas por los dos
lados. La resistencia de diseño para este estado límite es,
[Ec. 3.50 o LRFD K1-8]
Donde:
Ø = 0.90 h = longitud del alma de la columna entre las puntas de los filetes (figura
3.9.3).
Figura 46 Longitud del alma de las columnas
(patín)
119
Si la conexión está cerca del extremo de la columna (es decir, si la carga
está aplicada dentro de una distancia d/2 desde el extremo), la resistencia
dada por la Ecuación 3.50 del AISC debe reducirse a la mitad.
En resumen, para investigar la necesidad de atiesadores en las
columnas, deben revisarse tres estados límite:
1. La flexión local del patín (Ecuación 3.44)
2. La fluencia local del alma (Ecuación 3.45 o 3.46)
3. El aplastamiento del alma o el pandeo por compresión del alma [si la
carga de compresión se aplica solo a un patín, revisar el aplastamiento
del alma (Ecuación 3.47-a o 3.48). Si la carga de compresión se
aplica a ambos patines, revisar el pandeo por compresión del alma
(Ecuación 3.50).
Si se requieren atiesadores de acuerdo con la ecuación 3.45 por fluencia
local del alma, el área de la sección transversal requerida para los
atiesadores puede hallarse como sigue. Suponer que la resistencia de
diseño adicional se obtiene con el área Ast de un atiesador que ha fluido.
Entonces, de la ecuación 3.45,
ØRn = Ø[(5k + N)Fyw tw+Ast Fyst] [Ec. 3.51]
120
Donde
Fyst, es el esfuerzo de fluencia del atiesador. Al igualar el lado derecho
de esta ecuación a la carga aplicada, denotada por Pbf, y al despejar Ast se
obtiene lo siguiente:
[Ec. 3.52]
Donde ø = 1.0 y tb es el espesor del patín o de la placa de patín de la
viga. La ecuación 3.52 también se usa para revisar la resistencia por fluencia
local del alma de la columna. Despejar Ast; si se obtiene un resultado
negativo, no se necesitan atiesadores para este estado límite.
Si se requieren atiesadores debido a cualquiera de esas normas, la
Sección AISC K1.9 da las siguientes directrices para su proporcionamiento:
• El ancho del atiesador más la mitad del espesor del alma de la
columna debe ser igual a, por lo menos, un tercio del ancho del
patín de la viga o de la placa que transmita la fuerza a la columna o,
de la figura 47,
Por lo tanto [Ec. 3.53]
121
Figura 47 Espesor de atiesadores
El espesor de los atiesadores no deberá ser menor que la mitad del
espesor del patín o del momento de la placa de conexión que transmite la
carga concentrada y no deberá ser menor que su espesor multiplicado por,
Para el caso de pandeo por compresión se requieren de atiesadores de
peralte total, pero se permiten atiesadores de medio peralte para los otros
estados límite. Así, entonces, se requieren de atiesadores de peralte total
sólo cuando se tienen las vigas conectadas por ambos lados de la columna.
Para cualquiera de los estados límite, le decisión de soldar el atiesador
al patín debe basarse en los siguientes criterios:
• Sobre el lado de tensión, los atiesadores deben soldarse al alma y al
patín.
• Sobre el lado de compresión, los atiesadores sólo tienen que
apoyarse sobre el patín pero pueden soldarse a él.
122
3.9.3.2 Cortante en el alma de la columna
La transmisión de un gran momento a una columna puede producir
grandes esfuerzos cortantes en el alma de ésta dentro de los límites de la
conexión; por ejemplo, la región ABCD de la Figura 48. Esta región se llama,
a veces, zona de tablero. El momento neto es importante, por lo que si las
vigas están conectadas a ambos lados de la columna, la suma algebraica de
los momentos es quien induce este cortante en el alma.
Si se supone que las fuerzas en los patines de la viga actúan a una
distancia de 0.95 db entre sí, donde db es el peralte de la viga, cada fuerza
puede tomarse igual a
[Ec. 3.54]
Figura 48 Zona de Tablero
123
Si la fuerza cortante en la columna, adyacente al tablero es Vu y está
dirigida como se muestra, la fuerza cortante total en el tablero es
[Ec. 3.55]
La resistencia por cortante del alma en la Zona del Panel está dada en
la sección K1.7 del AISC por øRv, donde ø = 0.90 y Rv es una función de la
carga axial en la columna y se determina como sigue:
a) Cuando no se considera en el análisis que el efecto de deformación en la
zona del panel actúa sobre la estabilidad del marco.
Cuando Pu ≤ 0.4 Py
[Ec 3.56 o LRFD K1-9]
Cuando Pu > 0.4 Py
[Ec 3.57 o LRFD K1-10]
124
b) Cuando se considera en el análisis la estabilidad del pórtico e incluye la
deformación plástica en la zona del panel.
Cuando Pu ≤ 0.75 Py
[Ec 3.58 o LRFD K1-11]
Cuando Pu > 0.75 Py
[Ec 3.59 o LRFD K1-12]
Donde:
tw = espesor del alma de la columna, incluidas cualesquiera de las
placas de refuerzo
bcf = ancho del patín de la columna
tcf = espesor del patín de la columna
db = peralte de la viga
dc = peralte total de la columna
Fy = esfuerzo de fluencia del alma de la columna
Py = resistencia axial por fluencia de la columna = AFy
A = área de la sección transversal de la columna, incluido cualquier
refuerzo (por ejemplo, placas de refuerzo)
Pu = carga axial factorizada en la columna
125
Si el alma de la columna tiene una resistencia por cortante insuficiente,
ella debe ser reforzada. Una placa de refuerzo con espesor suficiente para
compensar la deficiencia puede soldarse al alma o bien puede utilizarse un
par de atiesadores diagonales. Los atiesadores son, por lo regular más
prácticos.
Cuando se requieran placas dobles estas deberán reunir el criterio de la
Sección F2 y deberán soldarse para desarrollar la proporción de la fuerza
cortante total la cual va a cargar.
3.9.4 CONEXIONES CON PLACA DE EXTREMO
La conexión con placa de extremo es una que se emplea con mucha
frecuencia como conexión de viga a columna y de viga a viga, que ha estado
en uso desde mediados de la década de 1950. La Figura 46 ilustra dos tipos:
la conexión simple, o por cortante solamente (construcción tipo PR) y la
conexión rígida, resistente a momento (construcción tipo FR). La base de
ambos tipos es una placa que se suelda en taller al extremo de una viga y se
emperna en campo a una columna o a otra viga. Esta característica es una
de las ventajas principales de este tipo de conexión; otra es que, por lo
común, se requieren menos pernos que con otros tipos de conexiones, lo
que hace más rápido su montaje. Sin embargo, se tiene poco margen de
error en la longitud de la viga y su extremo debe cortarse a escuadra. La
contraflecha hará el ajuste aún más crítico. Alguna tolerancia puede
126
proporcionarse en la longitud de la viga al fabricar está un poco más corta y
al lograr el ajuste final con placas de relleno.
a) Simple, solo cortante b) Rígida, resistente a cortante
Figura 49 Conexión con placa de extremo
En una conexión simple, debe tenerse cuidado de hacer la conexión lo
suficientemente flexible como para que la rotación en el extremo de la viga
sea posible. Esta flexibilidad puede lograrse si la placa es relativamente
corta o delgada, comparada con la versión de restricción completa de esta
conexión.
El Manual of Steel Construction, en su Parte 9 sobre las “Conexiones
Simples por Cortante”, recomienda que el espesor sea entre 6.35 mm (1/4
plg) y 9.5 mm (3/8 plg) para lograr esta flexibilidad.
El diseño de las conexiones con placa de extremo, resistentes a
momento, requiere de la determinación del espesor de la placa, del tamaño
o tamaños de la soldadura y de los detalles de los pernos. El diseño de las
soldaduras y los pernos es una aplicación directa de los procedimientos
tradicionales de análisis. Sin embargo, la determinación del espesor de la
127
placa, se basa en resultados de investigaciones experimentales y
estadísticas (Krishnamurthy, 1978). El lado de tensión de la conexión es
crítico; los pernos en el lado de compresión sirven, principalmente, para
mantener la conexión bien alineada. Si el momento es reversible, el diseño
para el lado de tensión se emplea en ambos lados. El procedimiento general
es el siguiente:
1. Determinar la fuerza en el patín de tensión de la viga.
2. Seleccionar los pernos necesarios para resistir esta fuerza y
disponerlos de manera simétrica respecto al patín de tensión. Si el
momento es reversible, utilizar este mismo arreglo en el lado de
compresión. Si no es así, emplear un número nominal de pernos para
fines de alineación. El número total de pernos debe ser adecuado
para resistir la fuerza cortante de la reacción de la viga.
Figura 50 Conexión tipo T
128
3. Considerar una porción del patín de la viga y la placa adyacente para
que actúen como un perfil T sometido a una carga de tensión aplicada
a su alma, como se muestra en la Figura 50.
4. Seleccionar el ancho y el espesor del “patín” de esta T para satisfacer
los requisitos de flexión, de manera parecida a como se diseña un
colgante en T (ver la Sección 2.1.5.7).
5. Revisar el cortante en la placa.
6. Diseñar las soldaduras.
El Manual of Steel Construction (Volumen II), presenta un procedimiento
detallado de diseño con ejemplos en la Parte 10 sobre “Fully Restrained (FR)
Moment Connections” [“Conexiones por momento (FR) totalmente
restringidas”]. Es, en esencia, el mismo que el procedimiento recién
delineado, llamado a veces método de la T recortada, con modificaciones
(Krishnamurthy, 1978).
La diferencia principal está en el paso 4, el cual es relativo al cálculo del
momento flexionante en la placa. El análisis tradicional toma en cuenta las
fuerzas de apalancamiento, en la forma descrita en la sección 7.8. En el
enfoque presente, la selección de los pernos y del espesor de la placa es
independiente de cualquier consideración de la acción de apalancamiento. El
cálculo del momento se basa en el análisis estadístico de los estudios
realizados con la técnica del elemento finito que han sido confirmados
129
experimentalmente. El primer paso en el procedimiento consiste en calcular
la fuerza en el patín de tensión de la viga:
[Ec 3.60]
A continuación, se eligen los pernos que deben resistir las fuerzas de
tensión y se disponen de forma simétrica en dos filas con respecto al patín
de tensión de la viga. Los pernos adicionales se colocan en el patín de
compresión según lo requiera la reacción de la viga, con un mínimo de dos.
El número necesario para resistir la reacción de la viga se basa en la
capacidad por cortante o en la capacidad crítica al deslizamiento de los
pernos, en función del tipo de conexión. Si la conexión es del tipo
aplastamiento, deberá revisarse la interacción del cortante con la tensión en
los pernos.
Esta investigación puede omitirse en una conexión tipo fricción.
El momento máximo en la T recortada ocurrirá en la “línea de carga”,
mostrada en la Figura 50, y es:
[Ec 3.61]
Donde:
[Ec 3.62]
130
[Ec 3.63]
[Ec 3.64]
De la Figura 50, es la distancia de la línea de pernos al patín de la
viga, que, por lo regular, es igual al diámetro del perno d1 más 12.7 mm (1/2
plg.) y es el tamaño de la soldadura; se llama distancia del perno y
es la distancia efectiva del perno o claro efectivo. El momento es
modificado por el factor αm para obtener el momento efectivo , o
[Ec 3.65]
Donde:
[Ec 3.66]
Constante que relaciona las propiedades del material de los pernos
y la placa
[Ec 3.67]
= ancho del patín de la viga
= ancho de la placa de extremo [Krishnamurthy (1978) recomienda un
ancho efectivo máximo de donde es el espesor de la
placa de extremo. El Manual recomienda un ancho real máximo de
131
= área del patín de la viga
= área del alma de la viga entre filetes
La constante es una función sólo de las propiedades de los
materiales y puede ser tabulada para los grados usuales de acero estructural
y pernos de alta resistencia. Esta tabulación se presenta en la Tabla 10-1 en
la Parte 10 del Manual. La Tabla 10-2 da valores de / para perfiles que
son utilizados con regularidad como vigas. Una vez calculado el momento
, éste se iguala a la resistencia de diseño y se encuentra con el espesor
mínimo requerido de la placa.
Para una sección transversal rectangular flexionada respecto a su eje
menor, la resistencia de diseño es:
[Ec 3.68]
Al igualar esta expresión al momento por carga factorizada y despejar el
espesor de la placa, resulta:
ó [Ec 3.69]
El patín de tensión de la viga se una a la placa con una soldadura de
ranura de penetración total o con una soldadura de filete que rodee
132
completamente al patín. Se debe desarrollar la fuerza total del patín en el
lado de tensión. El alma se suelda por ambos lados con las soldaduras de
filete capaces de resistir a la reacción de la viga. Las siguientes directrices
adicionales deben cumplirse para satisfacer los supuestos hechos en este
procedimiento.
1. La placa y la viga deben tener el mismo esfuerzo de fluencia Fy
2. El diámetro de los pernos no tiene que exceder de 38 mm (1 ½ plg.)
3. Los pernos deben tensionarse de acuerdo con la Tabla 2.7
4. La distancia vertical al borde tiene que ser de aproximadamente 1.75
, pero no menos que 1.5
2.9.4.1 Consideraciones sobre los atiesadores para el alma de la
columna
Una menor liberalización de la Ecuación K1-2 del AISC, que previene la
fluencia del alma de la columna en conexiones viga a columna, puede
hacerse cuando se emplean placas de extremo.
Esta ecuación se basa en limitar el esfuerzo sobre una sección
transversal del alma formada por su espesor y una longitud de ,
como se muestra en la Figura 51a.
133
Figura 51 Consideración sobre los atiesadores
Como se presenta en la figura 51b, una mayor área estará disponible
cuando la carga se transmite a través del espesor adicional de la placa de
extremo. Si se toman en cuenta las soldaduras entre el patín de la viga y la
placa y se supone que la carga se dispersa con una pendiente de 1:1 a
través de la placa, la longitud cargada del alma será . Con
base en estudios experimentales (Hendrick y Murray, 1984), el término
puede reemplazarse por , con lo que resulta la siguiente ecuación para la
resistencia por fluencia del alma:
Donde:
= tamaño de la soldadura.
134
Además, la flexión local del patín y la estabilidad del alma (ya sea por
aplastamiento o por pandeo por compresión) deben investigarse. La Parte
10 del manual contiene directrices que pueden emplearse para tomar en
cuenta la flexión local del patín.
2.9.4.2 OBSERVACIONES FINALES
En este capítulo enfatizamos el diseño y el análisis de los pernos y las
soldaduras más que el de los dispositivos de conexión, tal como los ángulos
de enmarcamiento y asiento de vigas. En la mayoría de los casos, las
normas por aplastamiento en conexiones empernadas y por cortante del
metal base en conexiones soldadas, garantizan una resistencia adecuada de
esas partes. Sin embargo, algunas veces se requieren de investigaciones
adicionales del cortante. En otras ocasiones deben considerarse la tensión
directa y la flexión.
La flexibilidad de la conexión es otra consideración importante. En una
conexión por cortante (estructuración simple), las partes de la conexión
deben ser lo suficientemente flexibles como para permitir que la conexión
gire bajo la carga. Sin embargo, las conexiones tipo FR (conexiones rígidas)
deben ser suficientemente rígidas de manera que la rotación relativa de los
miembros conectados se mantenga en un mínimo.
135
CAPÍTULO IV:
HOJAS DE CÁLCULO.
136
CAPÍTULO V:
INSPECCIÓN Y CONTROL DE CALIDAD
5.1 INTRODUCCIÓN
La calidad se define como un conjunto de propiedades y características
de un producto, proceso o servicio que le confieren su aptitud para satisfacer
las necesidades establecidas o implícitas. Mientras que el control de calidad
es el proceso de regulación a través del cual se puede medir la calidad real,
compararla con las normas o las especificaciones y actuar sobre la
diferencia.
De acuerdo con la experiencia actual a nivel internacional, cualquier
actividad de construcción debe estar acompañada de un control de calidad
en sus dos vertientes:
El Control de Producción Interno de la empresa constructora,
extendido a todos los procesos constructivos, suministradores,
subcontratistas, etc.
El Control de Recepción, que efectuado por un Organismo Externo
Independiente, garantice al Propietario la consecución de unos
estándares de calidad establecidos en el proyecto y en la Normativa
de aplicación.
137
El Control de Recepción queda dividido en cuatro apartados principales,
que describiremos a continuación:
Control de calidad de la documentación de proyecto.
Control de calidad de los materiales.
Control de calidad de fabricación.
Control de calidad de montaje.
5.1.1 CONTROL DE CALIDAD DE LA DOCUMENTACIÓN DE
PROYECTO.
Tiene por objeto comprobar que la documentación incluida en el
proyecto de fine de forma precisa tanto la solución estructural adoptada,
como su justificación y los requisitos necesarios para la construcción.
5.1.2 CONTROL DE CALIDAD DE LOS MATERIALES.
En el caso de materiales cubiertos por un certificado expedido por el
fabricante el control podrá limitarse al establecimiento de la traza que
permita relacionar de forma inequívoca cada elemento de la estructura con
el certificado de origen que lo avala. Cuando en la documentación del
proyecto se especifiquen características no avaladas por el certificado de
origen del material (por ejemplo, el valor máximo del límite elástico en el
caso de cálculo en capacidad), se establecerá un procedimiento de control
mediante ensayos realizados por un laboratorio independiente. Cuando se
empleen materiales que por su carácter singular no queden cubiertos por
una normativa nacional específica a la que referir la certificación (arandelas
138
de formables, pernos sin cabeza, conectadores, etc.) se podrán utilizar
normativas o recomendaciones de prestigio reconocido.
139
5.1.3 CONTROL DE CALIDAD DE FABRICACIÓN.
La calidad de cada proceso de fabricación se define en la
documentación de taller y su control tiene por objetivo comprobar su
coherencia con la especificada en la documentación general del proyecto
(por ejemplo, que las tolerancias geométricas de cada dimensión respetan
las generales, que la preparación de cada superficie será adecuada al
posterior tratamiento o al rozamiento supuesto, etc.).
El control de calidad de la fabricación tiene por objetivo asegurar que
ésta se ajusta a la especificada en la documentación de taller.
Control de calidad de la documentación de taller:
La documentación de fabricación, elaborada por el taller, deberá ser
revisada y aprobada por la dirección facultativa de la obra. Se comprobará
que la documentación consta, al menos, los siguientes documentos:
(A) Una memoria de fabricación que incluya:
1. El cálculo de las tolerancias de fabricación de cada componente, así como
su coherencia con el sistema general de tolerancias, los procedimientos de
corte, de doblado, el movimiento de las piezas, etc.
2. Los procedimientos de soldadura que deban emplearse, preparación de
bordes, precalentamientos requeridos etc.
140
3. El tratamiento de las superficies, distinguiendo entre aquellas que
formarán parte de las uniones soldadas, las que constituirán las superficies
de contacto en uniones empernadas por rozamiento o las destinadas a
recibir algún tratamiento de protección.
(B) Los planos de taller para cada elemento de la estructura (viga, tramo
de pilar, tramo de cordón de celosía, elemento de triangulación, placa de
anclaje, etc.) o para cada componente simple si el elemento requiriese varios
componentes simples, con toda la información precisa para su fabricación y,
en particular:
1. El material de cada componente.
2. La identificación de perfiles y otros productos.
3. Las dimensiones y sus tolerancias.
4. Los procedimientos de fabricación (tratamientos térmicos, mecanizados,
forma de ejecución de los agujeros y de los acuerdos, etc.) y las
herramientas a emplear.
5. Las contraflechas.
6. En el caso de uniones empernadas, los tipos, dimensiones forma de
apriete de los pernos (especificando los parámetros correspondientes).
7. En el caso de uniones soldadas, las dimensiones de los cordones, el tipo
de preparación, el orden de ejecución, etc.
(C)Un plan de puntos de inspección donde se indiquen los procedimientos
de control interno de producción desarrollados por el fabricante,
141
especificando los elementos a los que se aplica cada inspección, el tipo
(visual, mediante ensayos no destructivos, etc.) y nivel, los medios de
inspección, las decisiones derivadas de cada uno de los resultados posibles,
etc.
Así mismo, se comprobará, con especial atención, la compatibilidad
entre los distintos procedimientos de fabricación y entre éstos y los
materiales empleados.
Control de calidad de la fabricación:
Establecerá los mecanismos necesarios para comprobar que los medios
empleados en cada proceso son los adecuados a la calidad prescrita. En
concreto, se comprobará que cada operación se efectúa en el orden y con
las herramientas especificadas (especialmente en el caso de las labores de
corte de chapas y perfiles), que el personal encargado de cada operación
posee la cualificación adecuada (especialmente en el caso de los
soldadores),que se mantiene el adecuado sistema de trazado que permita
identificar el origen de cada incumplimiento, etc.
142
5.2 MACRO PROCESO DE FABRICACIÓN
Recepción de Materiales
Preparación de Partes
Armado
Soldadura
Pintura
Despacho
143
5.2.1 RECEPCIÓN DE MATERIALES
1. Verificar: tipo de material, calidad del acero y tolerancias del material.
2. Referencias:
2.1. Tipo de material: Orden de Compra, ASTM A6.
2.2. Calidad del acero: Orden de compra, marcación del acero (stiker,
bajo relieve, etiquetas), certificado de calidad, numero de colada.
2.3. Tolerancias dimensionales: ASTM A6 tablas 1 a la 14 para
chapas. Tablas 15 en adelante para perfiles largos.
5.2.2 PREPARACIÓN DE PARTES
1. Verificar: diámetros, separación entre pernos distancia al borde,
acabado de los cortes
2. Referencias:
Dimensiones nominales de las perforaciones según el diámetro del
perno.
Distancia mínima al borde.
Planos de taller y tablas.
5.2.3 ARMADO
1. Verificar: verificar en conformidad con el plano en general, tolerancias,
contra flechas, preparaciones de junta.
144
2. Referencias:
Conformidad con el Plano: Verificar que la pieza, corresponda con el
plano de fabricación, vistas, tamaños, perfiles, diámetros, cortes.
Tolerancias: Para longitudes es de 2mm para elementos de menos de 9
mm y de 3 mm para los mayores. Rectitud L/1000 para miembros a
compresión Contraflechas: hasta el 75% de la teórica.
Conexiones de soldadura: las conexiones soldadas referenciarse a la
figura 3.3 del AWS D1.1 para juntas de penetración parcial, para juntas
de penetración completa ver figura 3.4. en general desde la figura 3.1
hasta la 3.11 las tolerancias de las juntas de soldadura ver numeral
5.22 del AWS D1.1
Para los agujeros de acceso para soldadura: ver figura 5.2 del AWS
D1.1.
La rugosidad: en los cortes térmicos ver numeral 5.15.4.4 del AWS
D1.1.
Las tolerancias de los elementos armados: Ver 5.23 del AWS D1.1.
incluye camber, planitud, variaciones en el centrado del alma, etc.
145
5.2.4 SOLDADURA
1.- Verificar: variables esenciales y no esenciales del procedimiento de
soldadura (WPS).
2.- Referencias:
Verificar en el WPS antes y durante la soldadura para:
Grupo del material base, proceso de soldadura, posición de soldadura y
progresión, especificación y clasificación de material de aporte (numero
F), flux, gas de protección, rango de los espesores de material, valor de
la corriente, voltaje, velocidad de avance, polaridad, temperatura de pre
y postcalentamiento, tipo de junta.
Inspección visual de soldadura:
Para el perfil de la soldadura ver 5.24 del AWS D1.1 y las figuras 5.4.
para detección de defectos ver numeral 6.9 inspección visual y la tabla
6.1 también del AWS D1.1.
Tintas penetrantes y/o partículas magnéticas:
Estas solo se usan en perfiles pesados (51 mm o más) para descartar
la presencia de grietas en los agujeros para acceso de soldadura.
Ultrasonido:
A) Estructuras del grupo de uso IV y Sistemas de Resistencia Sísmico
(SRS) de cualquier grupo de uso 100% Ultrasonido a las juntas
acanaladas a tope, en T o esquina en espesores mayores a 7.9 mm y
que estén solicitadas a fuerzas de tensión aplicadas transversalmente.
146
B) Juntas que no son del Sistema de Resistencia Sísmico (SRS) en
edificaciones de grupo de uso II y III y están sometidas a tensión
transversal hacer UT al 10%.
C) Edificaciones del grupo de uso I e inferiores a 7.9 mm no se les hará
UT.
147
5.2.5 LIMPIEZA Y PINTURA
1.- Verificar: tipo de limpieza, espesor de pintura y adherencia y
acabado.
2. Referencias:
Tipo de limpieza: La limpieza debe estar especificada en el plano de
fabricación y debe corresponder a lo requerido contractualmente de
otra forma debe ser limpieza manual solamente (SSPC) y norma NTC
3892, ver código de práctica estándar numeral 8.5.
2.2. Espesor de pintura:
El espesor de pintura lo determinan los documentos contractuales y
están especificados en los planos de fabricación, el muestreo se hace
con la norma SSPC. Se hacen cinco medidas, cada medida es el
promedio de tres tomas. Si contractualmente no se especifica espesor
de pintura se asume 25 micras (1 mils). Ver numeral 8.5 del código de
práctica estándar.
148
El muestreo se depende del área pintada.
Figura 52 Selección de áreas y puntos de medición para
estructuras de menos de 27 m2.
Elementos de 27 a 90 m2, Seleccionar tres área de 9m2.
Elementos mayores a 90 m2, Seleccionar tantas áreas de 90 m2 como sea
necesario.
149
Figura 53 Selección de áreas y puntos de medición
para elementos mayores a 27 m2.
150
5.3 CONTROL DE CALIDAD DEL MONTAJE.
La calidad de cada proceso de montaje se define en la documentación
de montaje y su control tiene por objetivo comprobar su coherencia con la
especificada en la documentación general del proyecto.
El control de calidad del montaje tiene por objetivo asegurar que ésta se
ajusta a la especificada en la documentación de taller.
5.3.1 Control de calidad de la documentación de montaje:
La documentación de montaje, elaborada por el montador, deberá ser
revisada ya probada por la dirección facultativa. Se comprobará que la
documentación consta, al menos, de los siguientes documentos:-
Una memoria de montaje que incluya:
1. El cálculo de las tolerancias de posición de cada componente, la
descripción de las ayudas al montaje (casquillos provisionales de
apoyo, orejetas de izado, elementos de guiado, etc.), la definición
de las uniones en obra, los medios de protección de soldaduras,
los procedimientos de apriete de pernos, etc.
2. Las comprobaciones de seguridad durante el montaje.
151
Unos planos de montaje que indiquen de forma esquemática la
posición y movimientos de las piezas durante el montaje, los
medios de izado, los apuntalados provisionales y en, general,
toda la información necesaria para el correcto manejo de las
piezas.
Un plan de puntos de inspección que indique los procedimientos
de control interno de producción desarrollados por el montador,
especificando los elementos a los que se aplica cada inspección,
el tipo (visual, mediante ensayos no destructivos, etc.) y nivel, los
medios de inspección, las decisiones derivadas de cada uno de
los resultados posibles, etc.
Así mismo, se comprobará que las tolerancias de posicionamiento de
cada componente son coherentes con el sistema general de tolerancias (en
especial en lo que al replanteo de placas base se refiere).
5.3.2 Control de calidad del montaje:
Establecerá los mecanismos necesarios para comprobar que los medios
empleados en cada proceso son los adecuados a la calidad prescrita. En
concreto, se comprobará que cada operación se efectúa en el orden y con
las herramientas especificadas, que el personal encargado de cada
operación posee la cualificación adecuada, que se mantiene el adecuado
sistema de trazado que permita identificar el origen de cada incumplimiento,
etc.
152
5.4 CONTROL DE EJECUCIÓN DE LA ESTRUCTURA METÁLICA
El Inspector previamente a la cumplimentación del “Parte de Inspección
en Taller y/o en obra de la ejecución de una estructura metálica”, (ver en
anexo nº 2) realizará las siguientes actuaciones:
Examinar planos y otros documentos técnicos (Pliego de
Prescripciones Técnicas del Proyecto).
Conocer la Normativa de aplicación.
Conocer el alcance de los Servicios contratados, recogidos en el Plan
de Actuación.
Dicho parte se enviará al peticionario junto con los partes que
correspondan detallados a continuación.
Para complementar la documentación de las inspecciones realizadas
sobre la ejecución de estructura metálica, ya sea en obra o taller, se debe
adjuntar, en caso que proceda, alguno de los siguientes partes: (Ver en
anexo nº 2).
Examen visual y control dimensional de soldaduras de ángulo.
Identificación del material base.
Identificación del material de aportación.
Identificación de procedimientos de soldadura.
Identificación de operarios soldadores.
153
Control durante el proceso de soldadura.
Identificación de equipos de soldadura.
Control de soldadura terminada.
Verificación de la geometría de la soldadura.
Control de par de apriete de pernos.
Examen por líquidos penetrantes de soldaduras.
Examen por partículas magnéticas de soldaduras.
Examen radiográfico de soldaduras.
Examen ultrasónico de soldaduras.
Determinación de espesores de mortero ignífugo.
Determinación de espesores de pintura.
Determinación de espesores de pintura ignífuga.
Ensayo de adherencia por tracción de pinturas y barnices.
5.5 INSPECCIÓN EN TALLER DE EJECUCIÓN DE ESTRUCTURA METÁLICA
5.5.1 Actuaciones previas:
Se examinará la documentación facilitada con el fin de verificar si la
misma está debidamente cumplimentada (sello y firmas) y contiene la
información apropiada para la realización del Control de Ejecución,
solicitando la documentación que se estime necesaria, si procede, al
Peticionario o entidad delegada.
154
5.5.2 Datos preliminares:
Duración de la inspección:
Deberá anotarse las horas de inicio y término de la inspección,
indicándose el lugar donde se haya realizado.
Condiciones ambientales:
Se suspenderá los trabajos de soldeo y aplicación de pintura, cuando la
temperatura ambiente supere los límites establecidos en las normas
correspondientes, así como, cuando las superficies del acero se encuentren
mojadas o expuestas a la lluvia, nieve y vientos fuertes. Asimismo, la pintura
no deberá aplicarse cuando la humedad relativa sea superior al 90% y la
superficie del acero se encuentre por debajo del punto de rocío o no cumpla
las condiciones de aplicación del fabricante. (EA-95, art. 5.2.2; ANSI-AWS
D1.1).El inspector no realizará ensayos mediante líquidos penetrantes a las
soldaduras con superficies mojadas o expuestas a lluvia, ni cuando la
temperatura ambiente supere los límites máximos y mínimos establecidos en
las normas correspondientes o en las condiciones de aplicación del
fabricante. (UNE14612:1980).
Incidencias:
El inspector deberá indicar si ha habido incidencias o no. Así mismo
indicará a que responsable de la obra se le ha informado al respecto.
155
5.5.3 Recepción del material base:
Marcas: Las marcas deben encontrarse legibles. Deben anotarse como
mínimo el Fabricante, el nº de colada y la clase de acero para contrastar con
el certificado. Los sistemas de marcaje más comúnmente utilizados son
troquelados, en relieve laminado, con pintura indeleble o con etiqueta.
Tipos de producto: Indicar el producto identificado de acuerdo con las
normas correspondientes.
Certificados: Deben pedirse fotocopias de los certificados de todos los
materiales utilizados en la obra. En caso de que estas sean ilegibles deberán
ser consultados los originales. Para que un certificado de calidad esté
debidamente cumplimentado, deberá contener, como mínimo, los siguientes
datos: nº de certificado y marca de fabricante, identificación y nº de colada,
propiedades mecánicas y composición química, firma y sello del responsable
de la calidad del producto.
Almacenamiento y conservación: Indicar se los productos se encuentran
almacenados en patio al aire libre o cubiertos bajo techo. Verificar si se
encuentran convenientemente apilados e identificados. Verificar grado de
óxido de los productos.
Defectos: Inspección visual, dimensional y ensayos no destructivos
156
Dimensiones (tolerancias): Para tolerancias consultar la normativa
indicada o la especificación del documento contractual de compra, si fueran
éstos más estrictos por necesidades del proyecto.
Soldadura:
Procedimiento de soldadura: En la primera inspección se solicitaran los
procedimientos de soldadura homologados que se vayan a utilizar tanto en
Taller como en la Obra. La homologación se obtiene mediante la realización
de ensayos (visual, END, ensayos mecánicos y/o metalográficos) por un
Laboratorio acreditado. En el procedimiento de soldadura se deberá indicar
entre otros: nº de pasadas, proceso, diámetro y clase del consumible, tipo de
corriente, intensidad, tensión en arco y velocidad de soldeo para cada
pasada.
Preparación de bordes (tipo de corte con bisel): Comprobar si la
preparación de bordes se ajusta a lo indicado en los planos de proyecto o a
los procedimientos de soldadura homologados. Prestar atención a longitudes
de defectos mayores de 25 mm. Desalineaciones permitidas de uniones a
tope, igual a 10% del espesor o como máximo 3 mm. Vigilar que se hayan
retirado totalmente las rebabas y defectos de borde, procedentes de
oxicorte.
Preparación de bordes (tipo de corte en ángulo recto): Tipos de juntas
de ángulo: de rincón, a solape, en esquina, en ranura. Vigilar que las
superficies preparadas para soldar, estén exentas de óxido, calamina, grasa,
pintura, etc. Separación entre piezas a unir: a) hasta 1.6 mm, aceptable. b)
157
hasta 5 mm se considerará aceptable siempre que se aumente los lados del
cordón en el valor de la holgura existente. Vigilar que se hayan retirado
totalmente las rebabas y defectos de borde, procedentes del oxicorte.
Identificación del operario soldador y revisión de los certificados de
homologación: En la primera inspección, se solicitará al Taller la relación
de los soldadores que deberán actuar en la estructura, debiéndose facilitar
así mismo fotocopia del certificado de homologación de cada soldador.
Proceso: Indicar el proceso en que se está soldando y analizar si es
correcto su empleo y/o se adecúa al indicado en proyecto o en el
procedimiento de homologación de soldadura
Identificación del equipo de soldadura: En la carcasa de la máquina
existe una placa en donde figuran entre otros datos las características
eléctricas del equipo que deberán anotarse. Se deberá verificar el estado del
aparato y la longitud y sección de los cables (máximo 15 m). Verificar la
última fecha de revisión del equipo. (Catálogo del fabricante).
Identificación del consumible: Indicar el material de aportación utilizado y
su especificación. Verificar si corresponde con el indicado en proyecto o en
el procedimiento de homologación de la soldadura y si se adapta al material
base utilizado.
158
Posición de soldeo: Indicar la posición de soldeo, comprobar que el
soldador está homologado para la posición en la que suelda. Verificar que la
posición es compatible con el proceso y consumible utilizado.
Parámetros de soldadura: Medir la intensidad de la corriente de soldar con
Amperímetro de Clase-1. Indicar el polo a que está conectada la pinza porta
electrodos. Los amperios medidos deben situarse dentro de los límites
indicados en el procedimiento con +10% de tolerancia o se ajusten a los
valores indicados por el fabricante. Medir la tensión del arco pinchando los
cables con los terminales del aparato o en los bornes de salida de cables de
la máquina. Medir la velocidad de soldeo. Utilizar para la medición el
cronómetro. Verificar que la velocidad de soldadura se encuentra dentro de
los límites indicados en el procedimiento de soldadura o instrucciones del
fabricante. (Según procedimiento homologado)
Nº de pasadas: Indicar el nº de pasadas que se realizan en la soldadura
inspeccionada. Verificar si está de acuerdo con el procedimiento de
soldadura homologado. (Según procedimiento homologado)
Protección del arco: Comprobar que el tipo de protección del arco eléctrico
es el adecuado al material de aportación utilizado. El tipo de mezcla más
comúnmente usada es 80% Ar más 20% CO2. Comprobar el funcionamiento
del indicador de presión y caudal de los depósitos del gas. Utilizar
caudalímetro para medir el caudal aproximado a la boquilla de la pinza.
159
Técnica de saneado de raíz: Verificar si se realiza adecuadamente. Indicar
el medio de ejecución, por arco-aire, soplete, esmeril, etc.
Temperatura de pre-calentamiento: Vigilar que se aplique
precalentamiento de las uniones a soldar cuyos espesores sean iguales o
superiores a 38 mm. Consultar tabla de valores en función del carbono
equivalente. Utilizar termómetro eléctrico o tizas termocrónicas al medir la
temperatura. (Según procedimiento de soldadura homologado)
Temperatura entre pasadas: Vigilar que se mantenga la temperatura entre
pasadas que se indica en el procedimiento homologado. Utilizar el
termómetroeléctrico o tizas termocrónicas, midiendo la temperatura a una
distancia no inferior a 75 mm del punto de soldeo. (Según procedimiento de
soldadura homologado)
Tratamiento post-soldadura: Vigilar que se aplican correctamente el
tratamiento post-soldadura indicado en el procedimiento de soldaduras
homologado. (Según procedimiento de soldadura homologado).
5.5.4 Uniones empernadas:
Dimensiones y disposición: Comprobar que las dimensiones de las
uniones así como su disposición, son las indicadas en los planos.
Limpieza de la unión: Vigilar especialmente en uniones por fricción, que las
superficies de contacto se han preparado de acuerdo con las condiciones
160
indicadas en los planos y Pliego de condiciones, y que se les ha protegido
contrala oxidación satisfactoriamente, hasta la ejecución de la unión.
Desalineaciones: Vigilar que en uniones de elementos de distinto espesor
se col
ocan forros o calzos compensatorios adecuados y que todos los elementos
de unión no se encuentran desalineados o deformados. Estos deben
permanecer rectos.
Excentricidades: Comprobar la coincidencia de taladros de modo a evitar
excentricidades.
Separaciones entre cubrejuntas y/o placas de unión a tope: Los
cubrejuntas, angulares y chapas de uniones empernadas deben permanecer
en perfecto contacto con los elementos que van a unir, no debiendo
presentar estas separaciones bajo ningún concepto.
Separaciones entre extremidades mecanizadas de pilares: Podrá
tolerarse una separación máxima de hasta 6.4 mm, deberán colocarse
calzos de acero suave de lados paralelos hasta rellenar dicha separación.
(AISC, parte 5)
Pernos conforme especificaciones: Observar las marcas de la cabeza de
los pernos y en las superficies de tuercas y arandelas, comprobando que
corresponden a las calidades especificadas.
161
Calidad de los pernos: Indicar si son ordinarios o de alta resistencia,
especificándose la calidad.
5.6 SISTEMA DE COMPROBACIÓN DEL APRIETE DE PERNOS:
Indicar cuál de los métodos indicados se usa en el control de apriete de
los pernos: arandela deformable, giro de la tuerca o llave dinamométrica.
5.6.1 Método del giro de la tuerca.
Los pernos se aprietan ajustados y luego se les da un giro de 1/3 o de
una vuelta completa, dependiendo de la longitud de éstos y de la inclinación
de las superficies entre sus cabezas y tuercas. (La magnitud del giro puede
controlarse fácilmente marcando la posición apretada sin holgura con pintura
o crayón)
5.6.2 Método de la llave calibrada.
En éste método los pernos se aprietan con una llave de impacto
ajustada para detenerse cuando se alcanza el par necesario para lograr la
tensión deseada de acuerdo con el diámetro y la clasificación de la ASTM
del perno. Es necesario que las llaves se calibren diariamente y que se usen
rondanas endurecidas. Deben protegerse los pernos del polvo y de la
humedad en la obra.
162
5.6.3 Indicador directo de tensión.
El indicador directo de tensión consiste en una rondana endurecida con
protuberancias en una de sus caras en forma de pequeños arcos. Los arcos
se aplanan conforme se aprieta el perno. La magnitud de la abertura en
cualquier momento es una medida de la tensión en el perno. En los pernos
completamente tensados las aberturas deben medir 0.4 mm o menos.
5.6.4 Pernos de diseño alternativo.
Además de los métodos anteriores existen algunos pernos de diseño
alternativo que pueden tensarse satisfactoriamente. Los pernos con
extremos rasurados que se extienden más allá de la porción roscada son un
ejemplo. Se usan boquillas especiales en las llaves para apretar las tuercas
hasta que se degollan los extremos rasurados.
Para ninguno de los métodos de apretar mencionados antes se
especifica una tensión máxima para el perno. Esto implica que el perno
puede apretarse a la carga más alta que no lo rompa y que aun así trabaje
con eficiencia. Debe notarse que las tuercas son más fuertes que el perno y
que este se romperá antes de que la tuerca se fracture.
En situaciones de fatiga, donde los miembros están sujetos a
fluctuaciones constantes de las cargas, es muy conveniente la conexión tipo
fricción. Si la fuerza que debe soportar es menor que la resistencia a la
fricción, por lo que ninguna fuerza queda aplicada a los pernos, ¿cómo sería
posible entonces tener una falla por fatiga?
163
La conexión tipo fricción es un estado límite de servicio, ya que se basa
en cargas de trabajo; en una conexión así no se permite que las cargas de
trabajo excedan a la resistencia permisible por fricción.
164
CAPÍTULO VI:
CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
6.1 CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
1) Las principales ventajas de las conexiones empernadas están en la
rapidez de ejecución, el bajo nivel de calificación requerido para
construirlas, la facilidad de inspección y reemplazo de partes dañadas y la
mayor calidad que se obtiene al hacerlas en obra comparadas con
conexiones soldadas. Entre las desventajas se pueden mencionar el
mayor trabajo requerido en taller, lo que puede significar un costo más
alto: el mayor cuidado requerido en la elaboración de los detalles de
conexión para evitar errores en la fabricación y montaje; la mayor
precisión requerida en la geometría, para evitar interferencias entre
conectores en distintos planos; el peso mayor de la estructura, debido a
los miembros de conexión y los conectores y, el menor amortiguamiento.
2) Las conexiones empernadas tienen como finalidad resistir cargas axiales,
fuerzas cortantes y momentos flexionantes producidos por las acciones
que el proyectista haya considerado.
3) En el análisis de las conexiones, se deben considerar todas las fuerzas
que tengan una buena probabilidad de presentarse durante la vida útil de
la estructura.
165
4) Al diseñar una conexión se debe garantizar no solamente que no se
producirá e colapso o falla, sino que tampoco se presenten
desplazamientos y deformaciones excesivas.
5) Es necesario que las conexiones cumplan con requisitos mínimos de
precisión geométrica, con el fin de que permitan la unión de los
elementos que integran una estructura, sin necesidad de hacer ajustes,
que siempre elevan el costo del montaje de manera importante. No
obstante, las conexiones deben diseñarse con tolerancias, ya que por
mucho cuidado que se ponga en la fabricación, tanto de éstas como de
los elementos prefabricados que van a unir, siempre existen pequeños
errores de dimensiones. Por otra parte, si la conexión requiere de un
ajuste demasiado afinado, las operaciones de montaje se complican.
6) Las conexiones en los extremos empotradas de vigas deben ser
diseñadas para el efecto combinado de fuerzas de momento y corte
inducidos por la rigidez de la conexión.
7) Los conexiones diseñadas a compresión deben también ser
dimensionadas para resistir cualquier tracción producida por las
combinaciones de carga.
166
BIBLIOGRAFIA Y NETGRAFIA
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